Avaliação do desempenho mecânico de betões projectados com ... · quatro composições de...

Avaliação do desempenho mecânico de betões projectados com

agregados reciclados grossos de betão

Gonçalo Filipe Marques Duarte

Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em

Engenharia Civil

Orientadores:

Prof. Doutor Jorge Manuel Caliço Lopes de Brito

Prof. Doutor Miguel Nuno Caneira Bravo

Júri:

Presidente: Prof. Doutor José Joaquim Costa Branco Oliveira Pedro

Orientador: Prof. Doutor Jorge Manuel Caliço Lopes de Brito

Vogal: Prof. Doutor João Carlos De Oliveira Fernandes de Almeida

Maio 2018

https://fenix.tecnico.ulisboa.pt/homepage/ist11973

Declaração

Declaro que o presente documento é um trabalho original da minha autoria e que cumpre todos

os requisitos do Código de Conduta e Boas Práticas da Universidade de Lisboa.

i

Resumo

A presente dissertação é o culminar de uma campanha experimental desenvolvida com o objec-

tivo de avaliar o desempenho mecânico de betões projectados, com diferentes taxas de substi-

tuição de agregados naturais grossos por agregados reciclados grossos de betão. Analisou-se

quatro composições de betão projectado por via seca, com incorporação de agregados recicla-

dos grossos de betão de 0, 20, 50 e 100%.

Ao nível do processo de projecção, a incorporação destes agregados reciclados permitiu reduzir

perdas por ricochete. Em termos de propriedades em estado endurecido, obteve-se pior desem-

penho mecânico nas propriedades de resistência à compressão, resistência à tracção, módulo

de elasticidade e velocidade de propagação de ultra-sons. A pasta de cimento aderida é respon-

sável por maior deformabilidade e menor resistência dos agregados reciclados grossos de betão,

o que se reflecte nas propriedades dos betões projectados. Por outro lado, a resistência ao des-

gaste melhorou, consequência da rugosidade e maior capacidade de absorção de água deste

tipo de agregados, que confere melhor ligação à nova pasta de cimento. A aderência ao subs-

trato, determinada por ensaio pull-off, não sofreu influência significativa nas diferentes composi-

ções analisadas.

Posteriormente, demonstrou-se a viabilidade técnica das diferentes composições estudadas num

exemplo prático de um túnel profundo em maciço rochoso.

Palavras-chave: Betão; betão projectado; projecção por via seca; agregados reciclados grossos

de betão; desempenho mecânico; túneis profundos.

ii

Abstract

This dissertation is the culmination of the developed experimental campaign, whose objective

was to evaluate the mechanical performance of shotcrete with four different replacement ratios

of coarse natural aggregate with coarse recycled concrete aggregate: 0%, 20%, 50% and 100%.

A dry-mix process was used in the production of the shotcrete.

A considerable reduction of the rebound effect with the incorporation of recycled aggregates was

observed. In terms of hardened properties, a reduction was observed in compressive strength,

splitting tensile strength, modulus of elasticity and ultra-sound pulse velocity. The adhered mortar

existent in these aggregates is the reason for the greater deformability and lower strength of the

coarse recycled concrete aggregates, which was reflected in a reduction of the properties of the

shotcrete. However, the abrasion resistance increased with the incorporation of recycled aggre-

gates, which can be explained by its roughness and higher water absorption capacity, allowing

better bonding with the new cement paste. The adhesion strength in the different compositions

was not affected by the incorporation of these aggregates.

Afterwards, the technical viability of the different compositions, as supporting systems in deep

tunnels, was proven.

Key-words: Concrete; shotcrete; dry-mix process; recycled concrete coarse aggregate; mechan-

ical performance; deep tunnels.

iii

Agradecimentos

A presente dissertação só foi possível graças a um conjunto de pessoas que estiveram ao meu

lado, me motivaram nos momentos mais difíceis e me tornaram na pessoa que sou hoje.

Aos meus pais, pelo infinito amor e apoio que sempre me deram. Aos meus irmãos, Bruno e

Pedro, meus melhores amigos, que são a fonte inesgotável de amizade e boa disposição da

minha vida. À minha irmã Patrícia, que representa uma das maiores motivações em tudo o que

faço e me faz sempre sorrir.

Ao amor da minha vida, Patrícia Pereira, pelo amor incondicional, paciência e carinho que torna

a minha vida tão feliz, e que permitiu suportar todas as longas horas de trabalho e imprevistos

que surgiram ao longo desta dissertação.

Aos meus colegas e amigos de curso, nomeadamente, Rui Alves, Rodrigo Santos, Diogo Se-

medo, Vanessa Alves, André Pinto, Pedro Santos, Susana Carrega, Syndykyle Kopingo e Fábio

Albuquerque, pela amizade e por permitirem que o curso decorresse de forma mais alegre e

divertida. Um agradecimento especial ao meu amigo e colega de laboratório, Francisco Nobre,

por todo o companheirismo e ajuda vital no decorrer desta dissertação.

Ao meu orientador, Professor Doutor Jorge de Brito, e co-orientador, Doutor Miguel Bravo, por

toda a disponibilidade, motivação, amizade, incansável apoio prestado e conhecimento científico

transmitido neste trabalho, permitindo que fosse encaminhado a bom porto. Ao Professor Doutor

Rui Gomes, por todo o apoio no segmento da tese dedicado a túneis.

Quero também agradecer ao Engenheiro João Pacheco, pela paciência, amizade e disponibili-

dade nas situações mais difíceis com que me deparei ao longo de todo este difícil processo.

Aos técnicos do Laboratório de Construção, Francisco Almeida e Pedro Costa, por todo o conhe-

cimento transmitido, paciência e ajuda na realização das tarefas desenvolvidas.

Quero agradecer à empresa H Tecnic e ao Engenheiro Nuno Cerqueira, na realização do pro-

cesso de projecção do betão, e à Unibetão pelo fornecimento do betão para produção dos agre-

gados reciclados.

Dedico esta dissertação ao meu avô, José Policarpo Duarte. Acredito que ele estaria muito or-

gulhoso de mim.

iv

“Being perfect is not about that scoreboard out there.

It’s not about winning.

It’s about you and your relationship with yourself, your family and your friends.

Being perfect is about being able to look your friends in the eye

and know that you didn’t’ let them down

because you told them the truth.

And that truth is that there wasn’t anything else you could’ve done.

Can you live in that moment the best you can, with clear eyes,

and love in your heart, with joy in your heart?

If you can do that gentleman - you’re perfect!”

-Billy Bob Thornton

v

Acrónimos

AFR - Agregados finos reciclados:

AGN - Agregados grossos naturais;

AGRB - Agregados grossos reciclados de betão;

AN - Agregados naturais;

AR - Agregados reciclados;

ARB - Agregados reciclados de betão;

B20 - Betão com taxa de substituição de AGN por AGRB de 20%;



BO - Betão de origem;

BR - Betão de referência, com 0% de incorporação de ARGB;

NATM - New Austrian Tunneling Method;

RCD - Resíduos de construção e demolição;

Relação a / c - Relação água / cimento.

vi

Índice

Resumo ......................................................................................................................................... i

Abstract ......................................................................................................................................... ii

Agradecimentos .......................................................................................................................... iii

Acrónimos .................................................................................................................................... v

Índice ............................................................................................................................................ vi

Índice de figuras .......................................................................................................................... x

Índice de tabelas ....................................................................................................................... xiii

1. Introdução ............................................................................................................................ 1

1.1. Considerações iniciais ................................................................................................... 1

1.2. Objectivos ........................................................................................................................ 1

1.3. Metodologia e organização da dissertação .................................................................. 1

2. Estado de arte ...................................................................................................................... 3

2.1. Introdução .................................................................................................................... 3

2.2. Betão projectado ......................................................................................................... 3

2.2.1. Vantagens e desvantagens ................................................................................ 4

2.2.2. Processos e equipamentos ................................................................................ 5

2.2.3. Propriedades em estado fresco ......................................................................... 6

2.2.4. Propriedades no estado endurecido ................................................................. 7

2.3. Resíduos de construção e demolição ..................................................................... 11

2.4. Propriedades dos agregados reciclados ................................................................ 12

2.4.1. Considerações gerais ....................................................................................... 12

2.4.2. Propriedades dos agregados reciclados ........................................................ 13

2.5. Propriedades de betões com agregados reciclados ............................................. 16


2.5.2. Propriedades no estado fresco ........................................................................ 17

2.6. Propriedade de betões projectados com agregados reciclados ......................... 23


2.6.2. Propriedades no estado fresco ........................................................................ 24

2.6.3. Propriedades no estado endurecido ............................................................... 25

vii

2.7. Betão projectado em túneis ..................................................................................... 27

2.7.1. Métodos construtivos ....................................................................................... 27

2.7.1.1. Introdução ...................................................................................................... 27

2.7.1.2. Método Sequencial (NATM - New Austrian Tunneling Method) ............... 27

2.7.2. Movimento do solo ............................................................................................ 29

2.7.3. Método convergência-confinamento ............................................................... 29

3. Campanha experimental ................................................................................................... 31

3.1. Introdução .................................................................................................................. 31

3.2. Planeamento da campanha experimental ............................................................... 31

3.2.1. Primeira fase experimental ............................................................................... 31

3.2.2. Segunda fase experimental .............................................................................. 31

3.2.3. Terceira fase experimental ............................................................................... 32

3.2.4. Quarta fase experimental ................................................................................. 32

3.2.4.1. Aderência pull-off .......................................................................................... 33

3.2.4.2. Velocidade de propagação dos ultra-sons ................................................. 34

3.2.4.3. Resistência à compressão ........................................................................... 34

3.2.4.4. Resistência à tracção .................................................................................... 35

3.2.4.5. Módulo de elasticidade ................................................................................. 35

3.2.4.6. Resistência à abrasão ................................................................................... 36

3.3. Produção dos agregados reciclados grossos de betão ....................................... 36

3.4. Composição e produção dos betões ...................................................................... 37

3.4.1. Introdução .......................................................................................................... 37

3.4.2. Composição do betão de referência ............................................................... 38

3.5. Betonagem dos painéis por projecção em via seca .............................................. 44

3.5.1. Definição de espessuras .................................................................................. 44

3.5.2. Montagem dos painéis e colocação do betão de substrato ......................... 45

3.5.3. Projecção do betão por via seca ..................................................................... 46

4. Discussão dos resultados ................................................................................................ 49

4.1. Caracterização dos agregados ................................................................................ 49

4.1.1. Análise granulométrica ..................................................................................... 49

4.1.2. Massa volúmica e absorção de água .............................................................. 50

viii

4.1.3. Baridade e volume de vazios ........................................................................... 50

4.1.4. Teor de humidade .............................................................................................. 51

4.1.5. Desgaste de Los Angeles ................................................................................. 51

4.1.6. Índice de forma .................................................................................................. 52

4.2. Caracterização dos betões em estado fresco ........................................................ 52

4.2.1. Relação água / cimento..................................................................................... 52

4.2.2. Perdas por ricochete ......................................................................................... 53

4.3. Desempenho mecânico dos betões em estado endurecido ................................. 54

4.3.1. Aderência pull-off .............................................................................................. 54

4.3.2. Resistência à compressão ............................................................................... 56

4.3.3. Resistência à tracção por compressão diametral ......................................... 61

4.3.4. Velocidade de propagação dos ultra-sons ..................................................... 63

4.3.5. Módulo de elasticidade ..................................................................................... 65

4.3.6. Resistência à abrasão ....................................................................................... 68

4.4. Avaliação do uso de betões projectados com ARGB em túneis ......................... 69


4.4.2. Viabilidade técnica de betões projectados com ARGB ................................. 70

4.4.2.1. Critério de igual tensão máxima dos suportes .......................................... 71

4.4.2.2. Critério de igual rigidez dos suportes ......................................................... 72

4.5. Conclusões gerais..................................................................................................... 74

4.5.1. Propriedades dos agregados ........................................................................... 74

4.5.2. Caracterização do betão em estado fresco .................................................... 75

4.5.3. Caracterização do betão em estado endurecido ........................................... 75

5. Conclusões e desenvolvimentos futuros ....................................................................... 77

5.1. Considerações finais ................................................................................................ 77

5.2. Propriedades dos ARGB .......................................................................................... 77

5.3. Caracterização dos betões em estado fresco ........................................................ 77

5.4. Desempenho mecânico dos betões em estado endurecido ................................. 78

5.5. Avaliação do uso de betões projectados com AGRB em túneis ......................... 80

5.6. Desenvolvimentos futuros ....................................................................................... 80

Referências bibliográficas ........................................................................................................ 81

ix

Anexos ........................................................................................................................................... I

Anexo A - Ficha técnica do cimento ..................................................................................... II

Anexo B - Fichas técnicas dos agregados naturais ........................................................... IV

Anexo C - Características do betão de origem ................................................................. VIII

Anexo D - Material retido e acumulado a partir da curva de Faury................................. VIII

Anexo E - Composições BR, B20, B50 e B100 .................................................................. VIII

Anexo F - Análise granulométrica dos agregados ............................................................. XI

Anexo G - Massa volúmica e absorção de água ................................................................ XII

Anexo F - Absorção de água nos 30 minutos iniciais, face à absorção às 24 h ............ XII

Anexo G - Desgaste de Los Angeles ................................................................................... XII

Anexo H - Índice de forma ................................................................................................... XIII

Anexo I - Aderência pull-off ................................................................................................. XIII

Anexo J - Resistência à compressão ................................................................................ XIV

Anexo K - Resistência à tracção por compressão diametral .......................................... XV

Anexo L - Velocidade de propagação de ultra-sons........................................................ XVI

Anexo M - Módulo de elasticidade.................................................................................... XVII

Anexo N – Resistência à abrasão ..................................................................................... XVII

Anexo O - Variação da espessura das soluções para cada critério .............................. XIX

Anexo P - Relação entre o módulo de elasticidade secante e o módulo de elasticidade

dinâmico ............................................................................................................................... XIX

Anexo Q – Variação do módulo de elasticidade secante e do módulo de elasticidade

dinâmico com a incorporação de ARGB .......................................................................... XIX

x

Índice de figuras

Figura 2.1 - (a) Aplicação em túneis; (b) aplicação em piscinas .................................................. 3

Figura 2.2 - Efeitos de formação de bolsas de projecção ............................................................. 5

Figura 2.3 - Representação esquemática do processo por via seca de betão projectado ........... 5

Figura 2.4 - (a) Sequência operacional de uma máquina de câmara dupla para projecção em via

seca; (b) representação esquemática do funcionamento de uma máquina de projecção de rotor

....................................................................................................................................................... 6

Figura 2.5 - Bombeamento e segregação da água e pasta de cimento ....................................... 7

Figura 2.6 - Variação da tensão de aderência com o tempo de cura ........................................... 8

Figura 2.7 - Variação da tensão de aderência e resistência à tracção com a cura............................ 8

Figura 2.8 - Variação do módulo de elasticidade em função da idade, por diferentes autores .. 11

Figura 2.9 - Correlação entre massa volúmica e absorção de água para cada tipo de AR. ......... 15

Figura 2.10 - Absorção de água em função do tempo. ............................................................... 15

Figura 2.11 - Abaixamento em função da percentagem de AGR no betão e interacção com relação

a/c ................................................................................................................................................ 18

Figura 2.12 - Variação da massa volúmica com a taxa de incorporação de ARGB ................... 19

Figura 2.13 - Variação da resistência à compressão do betão aos 28 dias de idade com a taxa

de incorporação de ARGB .......................................................................................................... 20

Figura 2.14 - Variação da resistência à compressão em função do tempo ................................ 21

Figura 2.15 - Relação entre resistência à compressão e massa volúmica em BAR .................. 21

Figura 2.16 - Variação da resistência à tracção com a taxa de incorporação de ARGB............ 22

Figura 2.17 - Variação do módulo de elasticidade com a taxa de incorporação de ARGB ........ 23

Figura 2.18 - Módulo de elasticidade em função da resistência à compressão………………….23

Figura 2.19 - Módulo de elasticidade em função da taxa de substituição de ARGB para dois

métodos de produção de betão................................................................................................... 23

Figura 2.20 - Diferentes fases do NATM na construção de um túnel ......................................... 28

Figura 2.21 - Esquema de revestimento de camadas em túneis ................................................ 28

Figura 2.22 - Efeito de arco tridimensional ................................................................................. 29

Figura 2.23 - Representação esquemática do perfil de deformação longitudinal (LPD), da curva

de reacção do solo (GRC) e da curva de suporte característica ................................................ 30

Figura 3.1 - Aparelho de medição do ensaio pull-off .................................................................. 34

Figura 3.2 - Exemplo de rotura na interface ................................................................................ 34

Figura 3.3 - Aspecto das carotes após rectificação .................................................................... 35

Figura 3.4 - Ensaio de resistência à compressão ....................................................................... 35

Figura 3.5 - Obtenção da deformação do prato com recurso a deflectómetro ........................... 36

Figura 3.6 - Cofragem para o betão de origem ........................................................................... 37

xi

Figura 3.7 - Painel com betão de origem .................................................................................... 37

Figura 3.8 - Blocos de betão de origem ...................................................................................... 37

Figura 3.9 - Britadeira de maxilas ............................................................................................... 37

Figura 3.10 - Curva de Faury para o betão de referência ........................................................... 43

Figura 3.11 - Cofragem com malha electrossoldada .................................................................. 46

Figura 3.12 - Painéis levantados com betão de substrato e após receber tratamento superficial

..................................................................................................................................................... 46

Figura 3.13 - Medidor de caudal ................................................................................................. 46

Figura 3.14 - Compressor para projecção .................................................................................. 46

Figura 3.15 - Máquina de projecção por via seca ....................................................................... 46

Figura 3.16 - Agregados para cada composição antes da pesagem ......................................... 47

Figura 3.17 - Projecção do betão por via seca ........................................................................... 47

Figura 3.18- Extracção de carotes com recurso a caroteadora .................................................. 47

Figura 3.19 - Amostra de carotes extraídas ................................................................................ 47

Figura 4.1 - Curvas granulométricas obtidas para cada tipo de agregado. ................................ 49

Figura 4.2 - Variação da percentagem de perdas por ricochete com a taxa de incorporação de

ARGB. ......................................................................................................................................... 54

Figura 4.3 - Variação da tensão de arrancamento com a taxa de incorporação de ARGB. ...... 55

Figura 4.4 - Exemplos de rotura por arrancamento na ligação entre betões (BR; B20; B50). .. 56

Figura 4.5 - a) Exemplo de rotura satisfatória; b) Exemplo de rotura insatisfatória .................... 56

Figura 4.6 - Influência da razão altura / diâmetro na resistência de cilindros (Neville, 1993). ... 57

Figura 4.7 - Variação da resistência à compressão média equivalente em cubos com a

percentagem de ARGB. .............................................................................................................. 57

Figura 4.8 - Relação da resistência à compressão com a incorporação de ARGB em outras

campanhas experimentais. ......................................................................................................... 59

Figura 4.9 - Evolução da resistência à compressão com o tempo para cada composição. ....... 60

Figura 4.10 - Relação da resistência à tracção por compressão diametral com a taxa de

incorporação de ARGB[%]. ......................................................................................................... 62

Figura 4.11 - Comparação da variação da resistência à tracção com incorporação de AR face a

diversos autores. ......................................................................................................................... 62

Figura 4.12 - Variação dos valores médios da resistência à tracção com a resistência à

compressão. ................................................................................................................................ 63

Figura 4.13 - Variação da velocidade de propagação de ultra-sons com a taxa de incorporação

de ARGB. .................................................................................................................................... 64

Figura 4.14 - Relação entre a velocidade de propagação de ultra-sons e a resistência à

compressão média. ..................................................................................................................... 65

Figura 4.15 - Relação entre a velocidade de propagação de ultra-sons e a massa volúmica seca.

..................................................................................................................................................... 65

xii

Figura 4.16 - Variação do módulo de elasticidade secante médio com a taxa de incorporação de

ARGB. ......................................................................................................................................... 66

Figura 4.17 - Variação do módulo de elasticidade secante comparando diversos autores. ...... 67

Figura 4.18 - Relação entre o módulo de elasticidade secante e a resistência à compressão

média aos 28 dias. ...................................................................................................................... 67

Figura 4.19 - Variação da resistência à abrasão [%] com a taxa de incorporação de ARGB. ... 68

Figura 4.20 - Representação do avanço do túnel e secção transversal correspondente........... 69

Figura 4.21 - Modelo de análise da secção transversal do túnel (Carranza-Torres, 2000)........ 69

Figura 4.22 - Curva característica do solo e curva de reacção dos suportes para o caso de estudo.

..................................................................................................................................................... 71

Figura 4. 23 - CCS e CRS’s para o critério de igual resistência. ................................................ 72

Figura 4.24 - CCS e CRS’s para o critério de igual rigidez. ........................................................ 73

Figura 4.25 - Variação da espessura dos suportes com a taxa de incorporação de ARGB nos

dois critérios. ............................................................................................................................... 74

Figura 4.26 – Influência da espessura na resistência e na rigidez. ............................................ 74

Figura 4.27 – Relação da espessura e resistência à compressão de cálculo com a taxa de

incorporação de ARGB. .............................................................................................................. 74

Figura 4.28 – Relação da espessura e módulo de elasticidade com a taxa de incorporação de

ARGB. ......................................................................................................................................... 74

Figura 4.26 – Influência da espessura na resistência ou rigidez.......……………………………..74

Figura 4.27 - Relação da espessura e resistência à compressão de cálculo com a taxa de incor-

poração de ARGB…..…………………………………………………………………………………..74

Figura 4.28 – Relação da espessura e módulo de elasticidade com a taxa de incorporação de

ARGB…..………………………………………………………………………………………………...74

xiii

Índice de tabelas

Tabela 2.1 - Resistência à compressão para betões projectados e convencionais ..................... 9

Tabela 2.2 - Resistência à tracção obtida de carotes para cada painel .................................... 10

Tabela 2.3 - Módulo de elasticidade obtido de carotes para cada painel .................................. 10

Tabela 2.4 - Estimativa para 2020 do total de RCD gerados por kg/pessoa/ano ...................... 12

Tabela 2.5 - Composição de RCD por autor ............................................................................... 12

Tabela 2.6 - Desgaste de Los Angeles para diferentes tipos de agregados e relações a/c ...... 16

Tabela 2.7 - Dados obtidos no fabrico de amostras ................................................................... 24

Tabela 2.8 - Resistência à compressão para betões com taxa de substituição de 100%.......... 25

Tabela 2.9 - Resistência à tracção obtida de carotes, com taxa de substituição de 100% ....... 26

Tabela 2.10 - Módulo de elasticidade obtido de carotes, com taxa de substituição de 100% .. 26

Tabela 3.1 - Ensaios em estado endurecido. .............................................................................. 33

Tabela 3.2 - Dosagem de cimento (kg/cm3) obtida com a fórmula de Bolomey ......................... 38

Tabela 3.3 - Volume de vazios (l/m3) em função da máxima dimensão do agregado (mm) ..... 40

Tabela 3.4 - Pontos que definem curva de Faury ....................................................................... 42

Tabela 3.5 - Parâmetros A e B para a curva de Faury .............................................................. 42

Tabela 3.6 - Pontos que definem curva de Faury com e sem cimento....................................... 42

Tabela 3.7 – Composição final dos betões ................................................................................. 44

Tabela 4.1 - Massa volúmica e absorção de água dos agregados utilizados no fabrico dos betões.

..................................................................................................................................................... 50

Tabela 4.2 - Massa volúmica e absorção de água obtido por diversos autores. ........................ 50

Tabela 4.3 - Baridade e percentagem de vazios dos agregados utilizados no fabrico dos betões

projectados. ................................................................................................................................. 51

Tabela 4.4 - Teor de humidade obtido para os ARGB. ............................................................... 51

Tabela 4.5 - Resultados do ensaio de desgaste de Los Angeles para os agregados em estudo.

..................................................................................................................................................... 51

Tabela 4.6 - Resultados do ensaio de desgaste de Los Angeles para outras campanhas

experimentais. ............................................................................................................................. 52

Tabela 4.7 - Índice de forma dos diferentes agregados grossos estudados. ............................. 52

Tabela 4.8 - Valores médios do índice de forma obtidos por diversos autores. ......................... 52

Tabela 4.9 - Relação a/c obtida para as composições estudadas. ............................................ 53

Tabela 4.10. Perdas por ricochete registadas em cada composição. ........................................ 53

Tabela 4.11. Tensão de arrancamento do betão projectado ao substrato para cada composição.

..................................................................................................................................................... 55

Tabela 4.12 - Resistência à compressão média equivalente em cubos para as diferentes

composições................................................................................................................................ 58

Tabela 4.13 - Valores da resistência à compressão característica para cada composição. ...... 59

xiv

Tabela 4.14 - Comparação com o EC2 da variação da resistência à compressão média com a

idade do betão. ............................................................................................................................ 60

Tabela 4.15 - Expressões recomendadas para variação da resistência à compressão média com

a idade. ........................................................................................................................................ 61

Tabela 4.16 - Resultados da resistência à tracção por compressão diametral para cada

composição. ................................................................................................................................ 61

Tabela 4.17 - Correlações fctm-fcm obtidas por outros autores..................................................... 63

Tabela 4.18 - Resultados da velocidade de propagação de ultra-sons para as diferentes

composições................................................................................................................................ 63

Tabela 4.19 - Resultados do módulo de elasticidade secante para cada composição. ............. 66

Tabela 4.20 - Resultados obtidos para a resistência ao desgaste em cada composição. ......... 68

Tabela 4.21 - Caso genérico. ...................................................................................................... 70

Tabela 4.22 - Características dos diferentes suportes adoptados. ............................................. 71

Tabela 4.23 - Resultados do critério de igual resistência. .......................................................... 72

Tabela 4.24 - Resultados do critério de igual rigidez. ................................................................. 73

Tabela 5.1 - Resultados da análise dos agregados .................................................................... 77

Tabela 5.2 - Resultados da caracterização do betão em estado fresco. .................................... 78

Tabela 5. 3 - Resultados das propriedades em estado endurecido. .......................................... 79

1

1. Introdução

1.1. Considerações iniciais

O sector da construção assume-se como um dos principais intervenientes na temática dos impactes

ambientais, consumindo recursos naturais e originando resíduos, como consequência do aumento da

população mundial. A geração de resíduos de construção e demolição, RCD, são responsáveis por

31% dos resíduos gerados na União Europeia (EEA, 2009). Deste modo, empresas e instituições de

ensino procuram e estudam soluções que resultem no desenvolvimento sustentável do sector.

O betão é o material de construção mais utilizado em todo o mundo e, como tal, uma forma de tornar

este material sustentável tem sido a substituição dos agregados naturais por agregados reciclados, que

podem ser originados a partir dos resíduos referidos. Diversas campanhas experimentais têm sido de-

senvolvidas para estudar o comportamento do betão com agregados reciclados, de modo a aferir a sua

viabilidade técnica e económica. Ainda assim, existe carência de estudos e investigações em termos

de sustentabilidade na área de betões projectados, cuja aplicação principal é em obras subterrâneas,

reabilitação e reforço de estruturas existentes, e elementos estruturais com formas complexas.

1.2. Objectivos

A presente dissertação de mestrado tem o objectivo de estudar o desempenho mecânico de soluções

de betão projectado por via seca com diferentes taxas de substituição de AGN por AGRB. Pretende-se

assim provar a viabilidade técnica deste tipo de solução, servindo de ferramenta para a diminuição dos

impactes ambientais originados no processo de produção de betões projectados, que se pode revelar

vantajoso dado o extenso leque de aplicações correntes.

As composições a estudar são quatro:

▪ BR - betão de referência, com 0% de incorporação de ARGB;

▪ BX - betão com X% de taxa de substituição de AGN por ARGB: 20, 50 e 100%.

A campanha experimental desenvolvida na presente dissertação realizou-se em conjunto com o aluno

José Francisco Nunes Nobre, que na sua dissertação estudou a durabilidade de betões projectados

com ARGB.

1.3. Metodologia e organização da dissertação

O desenvolvimento da dissertação iniciou-se com a revisão da literatura nacional e internacional no

âmbito dos betões projectados com ARGB. Esta fase é essencial para o entendimento das proprieda-

des dos ARGB, e sua influência nos betões correntes. Também se prevê as alterações esperadas em

termos de desempenho mecânico de betões projectados, consequência da reduzida existência de es-

tudos nesta temática.

A fase seguinte corresponde à campanha experimental. Em primeira instância, determina-se a compo-

sição das diferentes amassaduras, seguida da produção dos ARGB. Posteriormente, prepara-se a pro-

2

jecção, construindo os painéis de ensaio e colocando o betão de substrato. Após estes passos, pro-

cede-se à projecção por via seca do betão, com a posterior extracção de carotes. Por fim, efectuam-se

os ensaios em estado endurecido às carotes de cada composição em estudo.

O passo seguinte é a análise de resultados e discussão, cujo objectivo é determinar a influência dos

ARGB nas propriedades em estado endurecido dos betões projectados.

A dissertação encontra-se organizada nos seguintes capítulos:

▪ capítulo 1 - Introdução: o actual capítulo, explica as motivações, a metodologia adoptada e a

organização da dissertação;

▪ capítulo 2 - Estado de arte: estado do conhecimento nacional e internacional da utilização de

ARGB em betões projectados. Aborda-se tópicos como as propriedades dos ARGB, as propri-

edades de betões com incorporação destes agregados, e propriedades de betões projectado

com e sem ARGB;

▪ capítulo 3 - Campanha experimental: explicação da campanha experimental, com enfâse na

produção dos ARGB, dos painéis de ensaio, no processo de projecção do betão, extracção de

carotes, e normas referentes aos ensaios em estado endurecido;

▪ capítulo 4 - Discussão dos resultados: este capítulo representa o culminar da campanha ex-

perimental. Apresenta-se os resultados obtidos e efectua-se a análise dos mesmos, explicando

os valores obtidos e as tendências observadas. Pretende-se analisar a influência dos ARGB

no desempenho mecânico do betão. Este capítulo tem o objectivo de ser um acréscimo rele-

vante ao conhecimento previamente existente;

▪ capítulo 5 - Conclusões e desenvolvimentos futuros: Síntese dos resultados obtidos no capí-

tulo 4 e principais conclusões. Também se recomenda propostas de desenvolvimentos futuros

a partir desta dissertação;

▪ referências bibliográficas;

▪ anexos.

3

2. Estado de arte

2.1. Introdução

Ao longo deste capítulo, apresenta-se o estado actual do conhecimento científico em relação à temática

de betões projectados com agregados reciclados grossos. O estado de arte divide-se em cinco partes:

betão projectado, propriedades dos agregados reciclados, propriedades de betões com agregados reci-

clados, propriedades de betões projectados com agregados reciclados, e betões projectados em túneis.

Na primeira parte, aborda-se as aplicações, vantagens, processos, equipamentos e propriedades em es-

tado fresco e estado endurecido do betão projectado. A segunda parte é referente às propriedades ine-

rentes aos ARG, nomeadamente de betão, em que se expõe os principais resultados obtidos em outras

campanhas experimentais. Na terceira parte, a temática a abordar de betões com agregados reciclados

implica uma descrição do processo de produção dos agregados reciclados, assim como as características

principais dos mesmos, culminando nas propriedades do betão com esse tipo de agregado. Quanto à

quarta parte, expõe-se a informação conhecida e expectável ao nível do comportamento de betões pro-

jectados com agregados reciclados grossos. Por fim, na quinta parte, apresenta-se o estado do conheci-

mento de betões projectados aplicados a túneis profundos, nomeadamente de maciços rochosos.

2.2. Betão projectado

As aplicações mais comuns desta solução são em túneis (Figura 2.1(a)), esgotos, canais, reservatórios

e coberturas.

As aplicações com betão projectado são divididas em três grupos (ACI 506R-05, 2005):

1. Convencional - não possui adições especiais.

• estruturas novas - piscinas (Figura 2.1 (b)), reservatórios, canais, edifícios e coberturas;

• forros e revestimentos - túneis e protecção de taludes;

• reparação - elementos de betão deteriorados em pontes, edifícios e barragens;

• reforço - aumento da resistência e reforço de elementos estruturais como colunas, vigas e lajes;

• suporte de solos - minas e túneis;

Figura 2.1 - (a) Aplicação em túneis (Cabrita, 2009); (b) aplicação em piscinas (ACI 506R-05, 2005)

2. Refractário - adequado para o uso a elevadas temperaturas, em que o ligante é um tipo de

cimento hidráulico, como, por exemplo, o cimento Portland (Glassgold, 2002):

• manutenção e reparação de revestimentos de fornalhas;

4

3. Especial - inclui misturas cujo cimento apresenta propriedades vantajosas na prevenção a ata-

ques químicos e corrosão, como, por exemplo, cimentos de fosfato de magnésio.

2.2.1. Vantagens e desvantagens

Após escolha do material a utilizar, neste caso betão, é necessário avaliar qual o método de execução

mais vantajoso em obra. Assim, uma das dificuldades consiste em decidir entre uma solução de betão

convencional, ou seja, não projectado, e uma solução de betão projectado.

Como referido no subcapítulo anterior, o betão projectado apresenta-se como uma solução competitiva

no âmbito da reabilitação e reforço de estruturas pois apresenta maior velocidade de aplicação e en-

volve menores custos por não exigir o uso de cofragens, conferindo grande flexibilidade nas formas

dos elementos estruturais a adoptar. O facto de poder criar secções não planas sem dificuldades pro-

porciona zonas de transição suaves.

Ryan (1973) refere que, em termos de acessibilidade e mobilidade, como o equipamento associado à

projecção é portátil, é possível actuar em zonas de difícil acesso, sendo assim uma vantagem face a uma

solução de betão convencional. Em questões de compatibilidade, o betão projectado tem a capacidade

de aderir a vários materiais tais como aço, madeira e betão devido à velocidade com que é projectado

contra a superfície. O processo de aderência da mistura consiste na formação de tensões na zona de

ligação do betão à superfície, devidas ao impacto do betão projectado, entre 0,7 e 1,0 MPa solucionando

o problema da ligação de materiais distintos em paralelo. Assim, as tensões originadas na ligação betão

projectado - superfície conduzem a uma boa aderência, sendo uma das principais vantagens do processo.

Esta solução apresenta algumas desvantagens. A desvantagem principal é o “efeito de ricochete” que

está associado à reflexão dos agregados devido ao impacto do betão em superfícies duras. Segundo

Pereira (2012), este fenómeno pode atingir até 60% do volume projectado, resultando em perda de ren-

tabilidade do processo. As consequências deste efeito são a alteração da granulometria do material de-

vido à perda de agregados grossos, correspondendo à diminuição da resistência e aumento da retracção.

Com o intuito de minimizar este efeito, existem algumas medidas que podem ser tomadas. A primeira

é a alteração da granulometria, consistindo no aumento da percentagem de agregados grosso em cerca

de 10%. Com esta medida, a composição do betão in situ é mais próxima da calculada (Ryan, 1973).

A segunda medida consiste em adicionar substâncias com propriedades pozolânicas, como a sílica de

fumo, que confere menor porosidade à mistura e maior alcalinidade conduzindo assim a um melhor

comportamento face a, por exemplo, sulfatos derivados de chuvas ácidas. Assim, a introdução destas

substâncias conduz a maiores resistência e durabilidade (Ryan, 1973; Sika, 2010).

A formação de bolsas de ricochete é outra desvantagem do processo de projecção. Este problema deriva

do efeito de ricochete e consiste no material perdido alojar-se em bolsas na superfície de projecção. As

principais consequências são a existência de zonas mal compactadas e com deficiente hidratação, com

impactes significativos ao nível da qualidade do betão. De acordo com Ryan (1973), a formação das

bolsas deve-se especificamente aos efeitos de canto, de sobrecarga e de sombra das armaduras. Na

5

Figura 2.2, encontram-se ilustrados estes efeitos.

Figura 2.2 - Efeitos de formação de bolsas de projecção (Ryan, 1973)

Em conformidade com Ryan (1973) e Santos (2011), as principais medidas mitigadoras da formação

de bolsas de ricochete envolvem a adopção de um espaçamento mínimo entre varões de 50 a 65 mm

e espaçamento livre atrás dos varões entre 35 e 50 mm para minimizar o efeito de sombra das arma-

duras (Figura 2.2 a), a projecção junto à base do substrato para evitar o efeito de canto (Figura 2.2 b)

e a retirada de bolsas de desperdício antes da projecção por parte do operador (Figura 2.2 c).

2.2.2. Processos e equipamentos

Os dois tipos de processos de betão projectado são por via seca e por via húmida. A distinção entre

estes processos está associada ao instante em que se adiciona água à mistura de cimento com agre-

gados e a requisitos associados à quantidade de água a utilizar.

2.2.2.1. Projecção por via seca

Coloca-se na misturadora o cimento, agregados e outros componentes do betão excepto a água. De

seguida, a mistura é encaminhada com recurso a ar comprimido ao longo de uma mangueira até à boca

de injecção onde se intersecta com outra mangueira que contém água. Assim, forma-se o betão que é

seguidamente projectado. Na Figura 2.3, encontra-se o esquema do processo descrito.

Figura 2.3 - Representação esquemática do processo por via seca de betão projectado (ACI 506R-05, 2005)

Para efectuar a projecção por via seca, existem duas soluções em termos de equipamentos de projec-

ção de betão que são: máquinas de pressão e máquinas de rotor (Santos, 2011).

As máquinas de pressão possuem uma ou duas câmaras. O funcionamento deste equipamento com

duas câmaras está representado na Figura 2.4(a).

As máquinas de rotor, também denominadas máquinas de alimentação contínua, funcionam com base

6

na sequência representada na Figura 2.4(b), em que se introduz a mistura seca que se desloca por

gravidade ao longo do cilindro do rotor através da tremonha e do agitador, sendo encaminhada até à

boca de injecção onde se introduz ar comprimido, resultando na projecção.

(a) (b)

Figura 2.4 - (a) Sequência operacional de uma máquina de câmara dupla para projecção em via seca (ACI 506R-05, 2005); (b) representação esquemática do funcionamento de uma máquina de projecção de rotor (Ripper, 1996)

2.2.2.2. Projecção por via húmida

Neste processo, a mistura colocada na máquina já contém o cimento e agregados misturados com a

água, de modo que apenas é necessário o recurso a ar comprimido para a projecção do betão.

Segundo Chan (1998), existem dois tipos de processos de projecção por via húmida: hidráulico e pneu-

mático. No processo hidráulico, a mistura hidratada é colocada numa bomba de cimento cuja função é

bombear a mistura até à boca de injecção onde entra em contacto com ar comprimido, resultando na

projecção desejada. Quanto ao processo pneumático, ou semi-húmido, é semelhante à projecção por

via seca, excepto que nesta situação se introduz água a um ponto distante da boca de injecção (a cerca

de 50 m), para que a mistura seja encaminhada até à boca de injecção ou canhão onde se intersecta

com a mangueira que ejecta ar comprimido.

2.2.3. Propriedades em estado fresco

2.2.3.1. Capacidade de bombeamento e de projecção

Esta propriedade caracteriza o betão projectado com base no comportamento sob pressão no tubo.

Maior facilidade em termos de deslocação da mistura, assim como preservação da sua homogenei-

dade, são indicadores positivos de boa capacidade de bombeamento.

Segundo Browne & Bamforth (1977), um dos problemas associados ao bombeamento é a perda de

pressão associada à fricção entre agregados grossos, e que se torna notório devido ao fenómeno de

movimentação e separação da água, da proximidade dos agregados, sob pressão. Na prática, a pres-

são devida ao bombeamento conduz a que surjam zonas com maior conteúdo de agregados, devido à

segregação da água e da pasta de cimento em relação aos agregados, no sentido do fluxo de ar, como

7

se encontra representado na Figura 2.5. A consequência é perda de água, ou seja, desidratação do

betão ao longo do tubo.

Outra propriedade característica de betões projectados é a capacidade de projecção, “shootability” em In-

glês, que se traduz, de acordo com Beaupré (1994), como a capacidade qualitativa de projectar uma dada

mistura. Para medir esta propriedade indirectamente, recorre-se à determinação do efeito de ricochete.

Quanto menores forem as perdas por este efeito, melhor será a capacidade de projecção do betão.

Figura 2.5 - Bombeamento e segregação da água e pasta de cimento (Browne & Bamforth, 1977)

A capacidade de projecção está directamente relacionada com a trabalhabilidade. Pretende-se que o

betão projectado adquira rigidez a maior velocidade de modo a aplicar a camada seguinte.

2.2.3.2. Trabalhabilidade e massa volúmica

No betão projectado, é importante ter em conta que o conceito de trabalhabilidade tem uma relação intrín-

seca com a capacidade de bombeamento e de projecção. No bombeamento, pretende-se que a mistura

seja fluida de modo a facilitar o processo. Na projecção, pretende-se que a mistura apresente maior rigidez

para que não haja perdas excessivas ao projectar contra a superfície pretendida.

Como referido, o procedimento de projecção do betão contra uma superfície é responsável por compactar

a mistura. Ainda assim, isto conduz a menor trabalhabilidade em comparação com o betão não projectado,

pois a mistura adquire compactação e resistência numa velocidade superior, afectando a trabalhabilidade.

Para que a mistura apresente maior maleabilidade, recorre-se à utilização de plastificantes ou super-

plastificantes que reduzem a relação água / cimento.

O ACI 506R-05 (2005) refere que betão projectado de boa qualidade apresenta valores semelhantes

de massa volúmica aos de betão não projectado, ou seja, entre 2230 e 2390 kg/m3.

Resultados semelhantes foram obtidos por Gasparim (2007) que analisou diversas propriedades, in-

cluindo a massa volúmica, de betões projectados obtidos por 6 tipos de cimento distintos e 4 diferentes

dosagens de cimento, obtendo valores entre 2450 e 2555 kg/m3. O autor concluiu que a massa volú-

mica do betão, independentemente de ser ou não projectado, é semelhante.

2.2.4. Propriedades no estado endurecido

2.2.4.1. Aderência

Como referido no subcapítulo anterior, o betão projectado apresenta na generalidade das situações uma

8

boa aderência à superfície de projecção. Esta propriedade é essencial dado o vasto campo de aplicações

deste método, como, por exemplo, construções subterrâneas em que a falta de aderência significa pro-

blemas ao nível de segurança estrutural, o que se pode tornar uma questão de risco à segurança dos

operários caso haja situações em que uma zona da camada de betão, por falta de aderência, descole.

Deste modo, é razoável admitir que o desempenho do betão projectado como material estrutural está

directamente associado à capacidade de aderir ao substrato (Figueiredo e Helene, 1993).

O pull-off é o ensaio de eleição para avaliação da capacidade aderente do betão projectado, fornecendo a

força directa de tracção ou a força de corte resistente. Este ensaio é semi-destrutivo devido a envolver uma

perfuração parcial na zona a ensaiar, depois reparada (Lopes, 2012).

De modo a haver uma ordem de grandeza para estes valores, o ACI 506R-05 (2005) refere que o betão

projectado deve possuir resistência ao arrancamento entre 0.7 e 1.0 MPa, sendo o limite superior as-

sociado a betões bem compactados e com superfícies correctamente tratadas.

Santos (2011) efectuou o ensaio de pull-off para obter a resistência ao arrancamento de betões projecta-

dos com teores em cimento de 350 e 450 kg/m3 para painéis horizontais e verticais, constatando que a

aderência é tanto maior quanto maior for o teor em cimento dos betões, obtendo valores de resistência

de 0,25 e 1,12 MPa respectivamente para os teores referidos em painéis horizontais. Ainda assim, a

autora refere que a elevada discrepância entre os dois valores se deve a erros experimentais e a falta de

validade estatística, derivada da existência de apenas dois resultados válidos associados a cada situação.

Seymour et al. (2011) obtiveram para a tensão média de aderência valores entre 0,44 MPa, após 1 dia

de cura, e 1,58 MPa, após 90 dias de cura (Figura 2.6). Os autores efectuaram uma campanha experi-

mental em que analisaram a tensão média de aderência de betão projectado com fibras, por via seca, a

um substrato de betão, recorrendo a ensaio de tensão directa. Também se comparou os valores resul-

tantes dos ensaios de aderência com os estimados para resistência à tracção do betão projectado (Figura

2.7), concluindo que, embora a tensão de aderência apresente uma tendência semelhante à resistência

à tracção estimada, os valores obtidos são substancialmente inferiores.

Figura 2.6 - Variação da tensão de aderência com o tempo de cura (Seymour et al., 2011)

Figura 2.7 - Variação da tensão de aderência e resis-tência à tracção com a cura (Seymour et al., 2011)

9

2.2.4.2. Resistência à compressão

Uma das propriedades mais relevantes para caracterizar betões é a resistência à compressão.

Uma das particularidades do betão projectado é a compactação ser efectuada pela força resultante da

projecção. Este facto traduz-se em valores de resistência à compressão para betões projectados ge-

ralmente inferiores a betões não projectados ou convencionais. Ainda assim, Teichert e Loich (1981)

concluíram que, para acções perpendiculares ou paralelas à direcção de projecção, a resistência me-

cânica do betão projectado era semelhante à obtida para o betão não projectado, atingindo valores de

resistência aos 28 dias superiores a 35 MPa.

O tipo de projecção é um factor fundamental para a resistência à compressão. Tal deve-se à relação água

/ cimento que é diferente conforme a projecção é por via seca ou húmida. Como referido, o processo por

via seca, devido às perdas de cimento originadas, tem uma relação a/c inferior, o que conduz a atingir

bons valores de resistência. Na projecção por via húmida, embora haja melhor controlo da homogenei-

dade e consistência da mistura, é necessário que a relação água / cimento seja superior para conferir ao

betão plasticidade necessária à projecção, resultando em menores valores de resistência mecânica.

A menor resistência obtida por via húmida pode ser colmatada com recurso a adições como fibras de

polipropileno ou aço, superplastificantes e sílica de fumo que podem conduzir a valores da ordem de

100 MPa, embora sejam aplicáveis em ambos os processos (ACI 506R-05, 2005).

O ACI 506R-05 (2005) refere que a resistência à compressão de betões projectados por via seca de-

pende em grande parte da relação cimento / agregados, atingindo na generalidade das situações valo-

res entre 40 e 50 MPa.

Para garantir que o betão cumpre as exigências definidas em projecto, realiza-se ensaios de compres-

são para demonstrar a conformidade do material. O ensaio aplica-se a carotes e a cubos, aplicando-se

respectivamente as normas NP EN 14487-1 e NP EN 206-1.

Chan (1998) comparou a resistência obtida para o betão projectado por processos de via seca e via

húmida com a obtida a partir de um betão não projectado para agregados naturais e reciclados, como se

pode verificar na Tabela 2.1, concluindo que as resistências aos 28 dias para os betões com agregados

naturais apresentavam valores próximos. Ainda assim, o betão convencional apresentava valores signifi-

cativamente superiores aos 96 dias, o que o autor associou à melhor compactação deste betão.

Tabela 2.1 - Resistência à compressão para betões projectados e convencionais (Chan, 1998)

Resistência à compressão (MPa)

7 dias 28 dias 96 dias

Projectado Via húmida 38 48 63

Via seca 38 50 55

Não projectado 45 48 78

A avaliação da resistência à compressão foi também efectuada por Santos (2011), que realizou ensaios

de compressão para as situações de teor de cimento de 350 e 450 kg/m3 utilizando carotes obtidas a

10

partir de painéis sujeitos a projecções horizontais e verticais. A autora realizou ensaios de betões projec-

tados apenas por via seca. Os resultados obtidos situaram-se entre 23,5 e 30,0 MPa, sendo que, para os

betões constituídos por maior teor de cimento, a resistência obtida é superior, concluindo-se assim que,

quanto maior o teor de cimento, maior é o valor de resistência mecânica, como seria expectável.

2.2.4.3. Resistência à tracção

Chan (1998) determinou a resistência à tracção por compressão diametral para as mesmas misturas do que

para a avaliação da resistência à compressão, utilizando carotes de diâmetro e altura respectivas de 57 e

96 mm, obtendo resultados para as seguintes idades do betão: 7, 28 e 96 dias, como se encontra represen-

tado na Tabela 2.2.

Tabela 2.2 - Resistência à tracção obtida de carotes para cada painel (Chan, 1998)

Resistência à tracção (MPa)


Projectado Via húmida 6.5 7.5 9

Via seca 5.9 7.6 9.1

Não projectado 5.9 7.4 9.1

A conclusão obtida pelo autor foi que, tanto para betão projectado por via seca e húmida, como para o betão

convencional com agregados naturais, a resistência à tracção apresenta valores muito próximos aos 7, 28

e 96 dias. É, portanto, perceptível que esta propriedade é pouco influenciada pelo processo de betonagem.

Gasparim (2007) também analisou o comportamento mecânico de betões projectados de modo a obter

a resistência à tracção de betões projectados produzidos com seis tipos de cimento, cujas diferenças

residem na sua origem e velocidade de presa, analisando cada um dos tipos em quatro dosagens

distintas (entre 350 e 450 kg/m3) para os 28 dias, obtendo resistências entre 1,9 e 4,2 MPa. O autor

registou aumentos na resistência à tracção proporcionalmente à dosagem adoptada, embora de forma

menos acentuada comparativamente com a resistência à compressão, obtendo uma relação média

entre as duas propriedades de cerca de 8%.

2.2.4.4. Módulo de elasticidade

Para a determinação do módulo de elasticidade, Chan (1998) realizou vários ensaios a carotes com

dimensões semelhantes às correspondentes aos ensaios de outras propriedades já referidas. O autor

concluiu que o processo por via seca conduz a betões projectados com menor módulo de elasticidade,

como se verifica na Tabela 2.3.

Tabela 2.3 - Módulo de elasticidade obtido de carotes para cada painel (Chan, 1998)

Módulo de elasticidade (GPa)



Via seca 25 35 32


11

Diversos autores apresentam diferentes previsões acerca da evolução do módulo de elasticidade ao

longo do tempo. A Figura 2.8 apresenta a comparação entre diferentes expressões para a evolução do

módulo de elasticidade com o tempo. Refira-se que as maiores variações se encontram nos primeiros

dias, consequência das reacções de hidratação do cimento que ocorrem nas idades mais jovens, sendo

que aos 28 dias esta propriedade é mais previsível. O autor também refere que é habitual a utilização

de 30 GPa no módulo de elasticidade de betões projectados.

2.3. Resíduos de construção e demolição

Os RCD resultam das seguintes actividades:

▪ construção nova;

▪ reconstrução e reabilitação;

▪ demolição.

Os RCD originados em termos de nova construção estão associados a excessos de material, ou seja,

material que não foi utilizado, e até danificado no processo de construção. Quanto aos resíduos deri-

vados de reconstrução e reabilitação, estão em grande parte associados a elementos interiores. É

também esperado o aumento dos RCD associados a estas actividades devido ao aumento da reabili-

tação nos países desenvolvidos. Por fim, os resíduos gerados pela demolição apresentam-se como a

maior parcela de RCD produzidos.

Com o objectivo de quantificar a geração de RCD em Portugal, Coelho (2011) analisou projectos de

edifícios na zona de Lisboa para obter informação das quantidades de materiais utilizados. A previsão

dos RCD gerados foi baseada em dados de licenças municipais para nova construção, remodelação,

e demolição, a partir das quais se definiu funções polinomiais para cálculo de futuras quantidades de

RCD produzidas por extrapolação. O autor também considerou dois cenários distintos, o cenário 1 que

assume os valores da função aumentando proporcionalmente ao aumento do número de licenças e o

cenário 2 que considera diversos estágios de evolução do número de licenças. A Tabela 2.4 apresenta

a estimativa obtida para os dois cenários.

Vários autores afirmam que os resíduos obtidos da construção correspondem a entre 1 e 10% do peso

Figura 2.8 - Variação do módulo de elasticidade em função da idade, por diferentes autores (Schutz, 2010)

12

de material presente em estaleiro da obra, havendo, como seria de esperar, materiais com maior per-

centagem de perdas associadas.

Foram efectuados estudos para identificar a actividade que mais RCD produz. Bossink e Brouwers

(1996) obtiveram, para a Europa Ocidental, uma estimativa de 80% associada a demolição e remode-

lação, enquanto apenas 20% representavam resíduos obtidos de actividade directa da construção.

Tabela 2.4 - Estimativa para 2020 do total de RCD gerados por kg/pessoa/ano (Coelho, 2011)

Cenário 1 Cenário 2

Edifícios habitacionais

Nova construção 56,70 69,65

Renovação 287,17 24,81

Demolição 94,30 59,90

Edifícios comerciais

Nova construção 7,71 9,47

Renovação 75,54 6,60

Demolição 25,01 15,87

Obras públicos Renovação / demolição 62,16 39,46

Total 608,59 225,76

Os RCD apresentam-se como heterogéneos pois, para além da diversidade de dimensões que os seus

elementos apresentam, são compostos por diversos materiais como madeira, metais e elementos be-

tuminosos (Soares et al., 2015). A fracção mais importante dos RCD é inertes, representando entre 40

e 85% da sua composição (Eurostat, Environment and Energy, 2009).

Mália et al. (2013) efectuaram o levantamento de resultados de alguns estudos publicados acerca da

composição dos RCD, concluindo que os constituintes predominantes eram betão, alvenaria e arga-

massas, como é possível verificar na Tabela 2.5.

Tabela 2.5 - Composição de RCD por autor (Mália et al., 2013)

Material Composição de RCD (%)

Pereira (2002) Costa e Ursella (2003) Reixach et al. (2000) Bergsdal et al. (2000)

Betão, argamassa e alvenaria 58,3 84,3 85 67,2

Metal 8,3 0,1 1,8 3,6

Madeira 8,3 0 11,2 14,6

Plásticos 0,8 0 0,2 0

Elementos betuminosos 10 6,9 0 0

Outros 14,3 8,7 1,8 14,6

Total 100 100 100 100

2.4. Propriedades dos agregados reciclados

2.4.1. Considerações gerais

A aplicação dos agregados reciclados consiste na substituição de uma percentagem de agregados

naturais por reciclados. Esta substituição conduz a um desempenho inferior tanto ao nível de compor-

tamento mecânico como de durabilidade em comparação com o uso exclusivo de agregados naturais

ou primários. Assim, é possível afirmar que, quanto maior a taxa de agregados primários substituídos

13

por agregados reciclados, maiores são as diferenças em termos de comportamento entre um betão de

referência e o respectivo betão com agregados reciclados grossos Bravo et al. (2015).

Importa perceber em que medida o funcionamento dos AR difere dos AP. Segundo Bravo et al. (2015),

as principais diferenças entre estes agregados são as seguintes:

▪ maior absorção de água por parte dos AR, conduzindo a betões com menor trabalhabilidade e

relação água / cimento;

▪ maior compacidade e, como tal, menor resistência ao esmagamento, menor módulo de elasti-

cidade, maior deformabilidade a curto e longo prazo.

Chan (1998) e Bravo et al. (2015) avaliaram o desempenho de betões com agregados reciclados, verifi-

cando que a natureza dos agregados reciclados tem influência na capacidade de ligação dos agregados

à nova pasta de cimento, afectando por conseguinte as propriedades mecânicas do betão resultante. Os

autores também concluíram que a utilização destes agregados para produção de betão é viável mas,

tendo em consideração que a utilização destes agregados afecta as características mecânicas e de du-

rabilidade do betão, é necessário impor limitações ao seu uso.

Tendo em conta o crescente uso deste tipo de agregados, é importante a existência de regras e proce-

dimentos com o intuito de regular a inserção dos AR na indústria da construção. Para os agregados

reciclados grossos, existe actualmente uma especificação, denominada LNEC E 471, cujo objectivo é

estabelecer condições para a utilização de agregados reciclados grossos no fabrico de betões com

ligante hidráulico, como no caso do cimento Portland. Ao nível de agregados reciclados finos, a sua

utilização é proibida sob quaisquer circunstâncias em Portugal (Evangelista e Brito, 2014).

2.4.2. Propriedades dos agregados reciclados

É conhecida a influência que os agregados têm, nomeadamente no comportamento do betão. Estes

representam cerca de 75% do volume do betão. Deste modo, é relevante analisar o comportamento

destes elementos de forma a maximizar a resistência mecânica e a durabilidade do betão resultante.

Ao analisar as propriedades de agregados reciclados, é comum fazer comparações com os agregados pri-

mários. Existe uma grande dificuldade na generalização de resultados relativos a agregados reciclados, pois

as características destes dependem dos resíduos que os originam que variam de situação para situação.

Não obstante, Bravo et al. (2015) refere que se terá maior legitimidade caso se compare agregados recicla-

dos obtidos de elementos de betão com agregados primários da mesma origem dos agregados primários

utilizados como termo de comparação. É também importante, em termos de viabilidade de resultados, que

a curva granulométrica dos agregados primários e reciclados seja rigorosamente a mesma. Para além disso,

os processos de trituração têm influência na curva granulométrica, sendo uma dificuldade adicional.

2.4.2.1. Granulometria, forma e textura

O processo de britagem, nomeadamente ao nível do equipamento utilizado, afecta a granulometria obtida

para os agregados reciclados. Gonçalves e Neves (2003) indicam que a utilização de uma britadora de

maxilas no processo de britagem conduz a granulometrias e formas mais favoráveis aos agregados.

14

A origem dos resíduos, assim como o tipo de equipamento de britagem utilizado, influenciam a pre-

sença da pasta de cimento nos agregados derivados do betão original, com consequências na granu-

lometria e forma das partículas. Segundo Chan (1998) e Gonçalves et al. (2001), as partículas dos

agregados reciclados apresentam geralmente formas mais alongadas e superfícies mais rugosas em

comparação com os agregados primários que lhes deram origem, conduzindo assim a menor trabalha-

bilidade e maior absorção de água.

Pereira et al. (2002) realizaram ensaios a agregados cerâmicos reciclados. Foi observado que o índice

volumétrico alterava conforme o método de obtenção dos agregados cerâmicos fosse a máquina de

Los Angeles, que resultava em agregados de maior granulometria e de forma próxima da esférica, ou

uma britadora de maxilas, que conduzia a agregados de menor granulometria, forma mais angulosa e

como tal maior índice volumétrico, provando assim que nem para todas as granulometrias os agregados

reciclados são mais angulosos do que os naturais, dependendo então do equipamento de britagem.

2.4.2.2. Massa volúmica, baridade e absorção de água

Os agregados reciclados apresentam geralmente valores de massa volúmica e de massa volúmica

aparente (baridade) inferiores aos agregados naturais (de Brito, 2002).

Segundo Lima (1999), a baridade dos agregados reciclados é inferior porque os RCD que os originam

apresentam na sua constituição materiais porosos bem como pasta endurecida aderida que tem menor

massa volúmica do que agregados primários.

Angulo et al. (2004), para mostrar como a massa volúmica e absorção de água variam, assim como em

função do tipo de agregado reciclado, efectuaram uma correlação entre essas duas propriedades. A Fi-

gura 2.9 mostra que os agregados reciclados cerâmicos apresentam em geral menor massa volúmica e

maior absorção de água, apresentando assim um comportamento mais distinto dos agregados naturais

do que no caso dos agregados reciclados de betão e argamassas.

Como referido, os AR apresentam maior porosidade que os AN e, como tal, a absorção de água é uma

propriedade com relevância neste tipo de agregado, pois tem influência directa no comportamento do

betão em estado fresco e endurecido.

A pré-saturação dos AGRB foi estudada por Ferreira et al. (2011). O autor observou que, após 10

minutos, se atingiu mais de 90% da absorção potencial de água (Figura 2.10). Também se concluiu

que é menos prejudicial para o desempenho mecânico do betão recorrer ao método de compensação

de água na amassadura, em detrimento do método de pré-saturação.

15

Figura 2.9 - Correlação entre massa volúmica e absor-ção de água para cada tipo de AR (Angulo et al., 2004).

Figura 2.10 – Absorção de água em função do tempo (Ferreira, 2007).

De acordo com Etxeberria et al. (2007) e Evangelista e Brito (2014), o potencial de água por parte dos

AR depende maioritariamente de:

1. Dimensão do agregado - agregados menores apresentam maior potencial de absorção;

2. Qualidade da pasta aderida - autores como Hasaba (1981) e Ravindrarajah et al. (2000) de-

monstraram que a absorção de água por parte dos AR é cerca de 7%, enquanto nos AN é de

aproximadamente 1%. Hansen & Narud (1983) observaram que a capacidade de absorção de

AR era superior com o aumento de pasta aderida;

3. Densidade - agregados reciclados apresentam menor densidade devido à pasta aderida e

maior potencial de absorção de água.

2.4.2.3. Resistência mecânica

Bravo et al. (2015) refere que a resistência do betão depende principalmente da resistência da pasta de

cimento, pois a substituição de agregados primários por agregados reciclados apresenta uma influência

reduzida na resistência à compressão do betão. É portanto expectável que a incorporação de agregados

reciclados resulta em valores de resistência à compressão semelhantes, mantendo a granulometria e tra-

balhabilidade do betão fresco. Não obstante, ao analisar a resistência mecânica de agregados reciclados,

constata-se que a resistência ao esmagamento e ao desgaste é prejudicada, tanto para ARB como ARC.

Ferreira et al. (2011) refere que o ensaio de desgaste de Los Angeles é um indicador fiável da resis-

tência mecânica dos agregados. A Tabela 2.6 apresenta os resultados obtidos por Hansen e Narud

(1983), que realizaram os ensaios de desgaste recorrendo a diferentes fracções granulométricas com

três amostras de AGR derivados de betões de origem e com relações a/c distintas. É perceptível que,

para menores dimensões dos agregados, maior a absorção de água e desgaste de Los Angeles.

Juan e Gutiérrez (2009) observaram uma tendência ao comparar o desgaste de Los Angeles com a resis-

tência à compressão do betão de origem. A conclusão foi que para obter perda de abrasão de Los Angeles

inferior a 40%, seria necessário um betão de origem com resistência à compressão mínima de 25 MPa.

16

Tabela 2.6 - Desgaste de Los Angeles para diferentes tipos de agregados e relações a/c (Hansen & Narud)

Tipo de agregado Fracções granulométri-

cas [mm] ρsss

[kg/dm3] Pasta de cimento

aderida [%] Δ LA [%] WA [%]

AN

4-8 2500

0

25,9 3,70

8-16 2620 22,7 1,80

16-32 2610 18,8 0,80

AGRB (a/c = 0,40)

4-8 2340 58 30,1 8,50

8-16 2450 38 26,7 5,00

16-32 2490 35 22,4 3,80

AGRB (a/c = 0,70)

4-8 2350 64 32,6 8,70

8-16 2440 39 29,2 5,40

16-32 2480 28 25,4 4,00

AGRB (a/c = 1,20)

4-8 2340 61 41,4 8,70

8-16 2420 39 37 5,70

16-32 2490 25 31,5 3,70

2.5. Propriedades de betões com agregados reciclados


Actualmente, os diversos profissionais do sector da construção estão sob uma crescente pressão as-

sociada à necessidade de adoptar métodos construtivos mais eficientes (“The Sustainable Concrete

Guide - Applications”, U.S. Green Concrete Council).

A utilização do betão armado na construção continua generalizada em todo o mundo e a este uso está

associada uma “pegada ecológica” significativa. Segundo Huntzinger e Eatmon (2009), a produção de

cimento corresponde a entre 5 e 7% das emissões globais de CO2. Para além destas emissões, é

fundamental referir os recursos naturais e energéticos utilizados nesta indústria que suscitam igual-

mente alguma preocupação, tal como a escassez de agregados naturais sentida em algumas zonas do

mundo (Evangelista, 2014).

Não obstante a redução generalizada da quantidade total de betão produzido nos países membros da

União Europeia, causada pela crise global instalada na primeira década do novo milénio, tal tendência

não se verifica nas restantes partes do mundo. Em termos de quantidades de cimento consumidas a

nível mundial, verifica-se exactamente o oposto. Esse facto é explicado com o crescimento dos países

em desenvolvimento (ERMCO, 2013).

O problema deste aumento é que tem como consequência a maior necessidade de agregados finos e

grossos, cuja obtenção envolve processos causadores de impactes ambientais negativos, tais como

alterações dos regimes de escoamento no leito de rios devido à extracção de areias nessas zonas

(Padmalal et al., 2007), desflorestação em regiões com pedreiras em céu aberto e geração de resíduos

de construção e demolição ou RCD (Evangelista, 2014).

17

Deste modo, uma das medidas para diminuir o impacte ambiental da indústria da construção é a utilização

de agregados reciclados, que reduzem a utilização de recursos naturais e são uma solução face à proble-

mática da quantidade excessiva de resíduos depositados. Assim, nas décadas de 1980 e 1990, iniciou-se

a utilização destes agregados nomeadamente em países europeus como a Holanda, Inglaterra e Bélgica,

em pilares e lajes de viadutos (de Santos et al., 2006). A implementação em alguns destes países deveu-

se não apenas a questões ambientais mas também à falta de pedreiras e areeiros para extracção de recur-

sos naturais (de Brito, 2002).

Os RCD têm consequências ambientais negativas para a população, tais como bloqueio de tubagens

da rede de esgotos e ocupação de áreas de aterro substanciais. De acordo com Angulo (2005), as

medidas mitigadoras de impactes ambientais negativas dos RCD são:

▪ triagem e aumento da reciclabilidade dos resíduos;

▪ realização de normas, especificações e directas com o propósito de estimular a reciclagem e a

utilização corrente destes materiais;

▪ diminuição dos custos de recolha, transporte e deposição.

A utilização de agregados reciclados está directamente ligada à reutilização desses resíduos, criando um

compromisso entre redução de custos e as novas realidades e exigências ambientais.

2.5.2. Propriedades no estado fresco

Quando se pretende comparar um betão de referência com um betão com agregados reciclados, é

importante que tenham o maior número de características semelhantes. Deste modo, há duas caracte-

rísticas dos betões que devem ser semelhantes para se poder fazer comparações entre amassaduras

distintas: a trabalhabilidade e a massa volúmica.

2.5.2.1. Trabalhabilidade

A trabalhabilidade tem relação directa com a maior ou menor facilidade para transportar e colocar o

betão. Esta propriedade é afectada por diversos factores, principalmente o teor de água, de modo que

quanto mais elevado, maior a trabalhabilidade. Outros factores como o tipo e forma do agregado, assim

como a granulometria, afectam esta propriedade.

De modo a ter igual trabalhabilidade entre betões, é necessário, antes de mais, entender que a utiliza-

ção de igual relação água / cimento não é viável pois os agregados reciclados apresentam maior ab-

sorção de água do que os naturais. Não obstante, certas medidas podem ser tomadas de modo a obter

igual trabalhabilidade no fabrico de betões com agregados reciclados:

• aumento da relação água / cimento (Santos et al., 2002);

• aumento do teor em ligante (Gonçalves et al., 2001);

• utilização de plastificantes (Gonçalves et al., 2001).

As medidas descritas têm consequências directas no betão. Segundo Bravo et al. (2015), o aumento da

relação a/c conduz a um desempenho mecânico e de durabilidade inferior, enquanto o aumento do teor em

ligante e a utilização de plastificantes são soluções resultam em maiores custos económicos.

18

Assim, como os agregados reciclados têm maior absorção de água do que os naturais, é expectável

que um betão que incorpore os primeiros apresente menor trabalhabilidade do que um betão equiva-

lente só com agregados naturais com a mesma razão água / cimento. Assim, quanto maior a taxa de

agregados reciclados utilizados em substituição de agregados naturais, menor será a trabalhabilidade.

Leite (2002) estudou o efeito dos agregados reciclados, obtidos a partir de RCD, em betões com diferen-

tes relações a/c. De modo a estudar a trabalhabilidade, fez o ensaio de abaixamento de cone de Abrams,

que revelou elevada variabilidade. Não obstante, a autora justifica a maior variabilidade neste ensaio

como uma consequência da maior rugosidade dos AR face aos AN, permitindo também abaixamentos

mais reduzidos, o que se explica com o facto de os AR absorverem maior quantidade de água do que os

AN. Outra conclusão foi também a redução do abaixamento com o aumento da relação a/c, o que se

justifica com a menor quantidade de cimento presente na mistura, como se verifica na Figura 2.11.

2.5.2.2. Massa volúmica

Em termos de massa volúmica, são os agregados que diferenciam um betão de referência de um betão

com agregados reciclados. Como descrito no subcapítulo anterior, a massa volúmica dos agregados

reciclados é inferior à dos naturais, pois aqueles apresentam maior porosidade e pasta de cimento. É,

portanto, expectável que um betão que contenha agregados reciclados apresente menor massa volú-

mica do que um betão fabricado apenas com agregados naturais.

Figura 2.11 - Abaixamento em função da percentagem de AGR no betão e interacção com relação a/c (Leite, 2002)

Fonseca et al. (2011) estudaram a influência das condições de cura no desempenho mecânico de

betões com diferentes taxas de incorporação de ARGB, nomeadamente 0, 20, 50 e 100%. O autor

concluiu que a massa volúmica do betão diminui com a incorporação de agregados reciclados grossos

de betão de forma praticamente linear. Resultados semelhantes, presentes na Figura 2.12, foram obti-

dos por outros autores tais como Ferreira et al. (2011), Matias (2004) e Etxeberria et al. (2007). O motivo

destes resultados é o facto de os AR apresentarem menor massa volúmica do que os AN, em conse-

quência de a argamassa aderida possuir maior porosidade.

19

Figura 2.12 - Variação da massa volúmica com a taxa de incorporação de ARGB (levantamento bibliográfico)



Foi referido que os agregados reciclados, devido à pasta de cimento endurecida aderida, têm resistência

à compressão ligeiramente inferior. Não obstante, ao nível do betão, as consequências são praticamente

nulas sendo apenas relevante no caso de se produzir betões de elevada resistência, ou seja, para classes

superiores a C45/55, pois nessas situações as linhas de rotura passam também através dos agregados.

Deste modo, é expectável que a resistência à compressão de um betão com agregados reciclados em

comparação com um betão incorporando apenas agregados naturais, com granulometria e trabalhabili-

dade iguais, apresente valores muito próximos, desde que haja uma limitação na percentagem de subs-

tituição. Não obstante, a adopção de maior taxa de substituição de agregados, a incorporação de agre-

gados finos reciclados e a utilização de agregados reciclados de piores características têm alguma influ-

ência negativa na resistência.

Etxeberria et al. (2007) produziram betões com taxa de substituição de agregados reciclados grossos

de betão de 0, 25, 50 e 100%, avaliando as propriedades mecânicas incluindo a resistência à compres-

são, como se pode observar na Figura 2.13. Os autores concluíram que, para um betão com uma

resistência à compressão média entre 30 e 45 MPa, a substituição de 25% de agregados conduz a

igual resistência à compressão em comparação com o betão convencional, para igual quantidade de

cimento e a mesma relação água / cimento.

Kou et al (2004) efectuaram uma campanha experimental em que parte desta se dedicou ao estudo da

influência de substituir agregados naturais por reciclados em taxas de substituição de 0, 20, 50 e 100%.

Em termos de resistência à compressão, as reduções obtidas face ao betão de referência foram, face às

taxas anteriormente referidas, de 7, 16 e 37%, respectivamente. Um estudo semelhante foi desenvolvido

por Ferreira et al. (2011), em que obteve reduções para substituição de AN por ARGB até cerca de 20%.

No caso de Soares et al. (2015), obtiveram-se acréscimos da resistência à compressão ao incorporar

agregados reciclados grossos. O motivo subjacente a este resultado deve-se a ter utilizado um betão de

origem derivado de estruturas pré-fabricadas. Esse betão atingia resistências superiores a 60 MPa. Como

20

tal, os agregados reciclados resultantes desse tipo de betão apresentaram resistências consideráveis,

contribuindo para betões com maior resistência à compressão, explicando a melhoria desta propriedade,

presente na Figura 2.13.

Figura 2.13 - Variação da resistência à compressão do betão aos 28 dias de idade com a taxa de incorporação de ARGB (levantamento bibliográfico)

Rao et al. (2011) estudaram a variação da resistência à compressão com o tempo (Figura 2.14), obser-

vando que os betões com ARGB obtiveram maior aumento de resistência nos dias iniciais, face ao caso

sem AR. Ainda assim, após 28 dias, o betão de referência e o betão com apenas 20% de AR obtiveram

maiores incrementos de resistência. O incremento notório nos primeiros dias é justificável com a rugo-

sidade dos AR e da boa ligação da argamassa aderida aos agregados.

Quanto à relação entre propriedades do betão com agregados reciclados, Xiao et al. (2006) reuniram

resultados de diversas investigações de modo a relacionarem a resistência à compressão em cubos

com a massa volúmica. A conclusão obtida foi que a relação entre as duas propriedades se pode

assumir aproximadamente linear, como é possível verificar na Figura 2.15 e na equação

correspondente entre a resistência à compressão e a massa volúmica (2.1).

𝑓𝑐 = 0,069𝜌 − 116,1 (2.1)

em que,

▪ 𝑓𝑐- resistência à compressão em cubos (MPa);

▪ 𝜌 - massa volúmica do betão (kg/m3).

21

Figura 2.14 - Variação da resistência à compressão em função do tempo (Rao et al., 2011)

Figura 2.15 - Relação entre resistência à compressão e massa volúmica em BAR (Xiao et al., 2006)

2.5.3.2. Resistência à abrasão

Segundo Bravo et al. (2015), esta propriedade é condicionada sobretudo pela resistência ao desgaste

da pasta constituída por cimento e agregados finos, assim como pela ligação da pasta aos agregados

grossos. Assim, a substituição de agregados naturais por agregados finos poderia ser problemática

para esta propriedade. No caso de se substituir apenas a parcela de agregados grossos, são expectá-

veis valores de resistência à abrasão próximos entre betões com e sem substituição por agregados

reciclados grossos, desde que a relação a/c seja controlada.

Fonseca et al. (2011), na sua campanha experimental, estudou a resistência à abrasão em betões produ-

zidos com diferentes taxas de incorporação de agregados reciclados. O autor não conseguiu estabelecer

uma correlação entre as variáveis que revelasse algum tipo de tendência, obtendo valores para todos os

provetes de composição B100 valores superiores face ao BR, justificando o resultado como consequência

da matriz cimentícia estabelecer melhores ligações com os AGRB. Outros autores como Evangelista e

Brito (2007) e Olorunsogo (1999) estudaram esta propriedade nas suas campanhas experimentais e obti-

veram baixas correlações, revelando falta de tendência nesta propriedade face à incorporação de ARGB.


Segundo Brito et al. (2005), o facto de a superfície dos agregados reciclados ser rugosa reflecte-se como

uma vantagem em termos de resistência à tracção. Não obstante, a qualidade dos materiais que constituem

os agregados reciclados, assim como a argamassa aderida, conduzem a que o valor de resistência à trac-

ção seja inferior à de um betão com apenas agregados primários.

Certos estudos, como os apresentados na Figura 2.16, reflectem a falta de tendência da resistência à

tracção e a incorporação de AR. É possível verificar valores dispersos entre as diferentes campanhas

experimentais, inclusivamente aumento desta propriedade com o aumento da taxa de incorporação de

AR, o que não seria esperado. Etxeberria et al. (2007) obtiveram valores de resistência à tracção ligeira-

mente superiores, em cerca de 10%, ao utilizar agregados reciclados. Os autores justificam este aumento

com a capacidade de absorção da pasta aderida aos agregados reciclados, assim como a ligação eficaz

22

da pasta aderente aos agregados. Ainda assim, observa-se a partir do coeficiente R2 igual a 0,0243, valor

extremamente reduzido, que não se observou uma correlação evidente entre ambas as variáveis.

Fonseca et al. (2011) obteve diminuição da resistência à tracção com incorporação de ARGB, excepto

na cura em câmara húmida. Ainda assim, não conseguiu estabelecer uma boa correlação devido aos

baixos valores de R2, que no caso de cura em câmara húmida foi de 0,0973. Uma correlação muito

reduzida foi também obtida por Malesev et al. (2014).

Figura 2.16 - Variação da resistência à tracção com a taxa de incorporação de ARGB (levantamento bibliográfico)

Esta constatação foi também feita por Coutinho (1988) que afirma que, ao não alterar a relação água /

cimento e a dosagem de cimento, a substituição dos agregados naturais por reciclados não afecta

significativamente a tensão de rotura de tracção.

Berndt (2009) avaliou a resistência à tracção aos 28 dias substituindo agregados primários por recicla-

dos, obtendo uma diminuição de cerca de 7% do valor para betões sem agregados reciclados.

Quanto à substituição de agregados finos primários por reciclados, a redução da resistência à tracção

é substancial. De acordo com Evangelista e Brito (2014), que determinaram esta propriedade aos 7, 28

e 120 dias em cilindros e prismas, uma taxa de substituição de 100% de agregados primários por

reciclados resultou numa diminuição de resistência à tracção em cerca de 23%.

Conclui-se que a substituição de agregados grossos primários por reciclados tem pouca influência na

resistência à tracção, enquanto a substituição ao nível dos agregados finos se torna relevante.


O módulo de elasticidade é uma das propriedades mais afectadas pela substituição de AN por AR, devido

ao facto de os AR apresentarem maior deformabilidade. A Figura 2.17 apresenta o resultado obtido, por

parte de diversos autores, para o módulo de elasticidade em função de taxa de incorporação de ARGB.

Segundo Bravo et al. (2015), o módulo de elasticidade de BAR é inferior ao de um betão convencional. As

razões para tal são a pasta endurecida aderida ser mais deformável do que os agregados naturais.

23

Figura 2.17 - Variação do módulo de elasticidade com a taxa de incorporação de ARGB (levantamento bibliográfico)

Etxeberria et al. (2007) concluíram que o módulo de elasticidade diminui com a substituição de agre-

gados naturais por reciclados. Os autores explicam que os agregados reciclados são mais deformáveis,

o que resulta de terem módulo de elasticidade inferior. Assim, substituindo um tipo de agregados por

outro com maior deformabilidade, é expectável que o betão resultante seja também mais deformável.

Santos et al. (2002), na sua campanha experimental, chegaram a resultados coerentes face ao concluído

pelos restantes autores (Figura 2.18). Os autores avaliaram o módulo de elasticidade de acordo com a

especificação LNEC E397 recorrendo a cilindros. O resultado para betão com agregados naturais foi de

32 MPa, e para os betões AGR1 e AGR2 respectivamente de 26.2 e 24 MPa, provando que o módulo de

elasticidade diminui com a introdução de agregados reciclados.

Ferreira et al. (2011) analisou o módulo de elasticidade para diferentes composições de substituição de

AN por AR e verificou o esperado, ou seja, que o módulo de elasticidade diminuiu o aumento da taxa de

ARGB, sendo essa diminuição mais acentuada que no caso da resistência à compressão (Figura 2.19).

O autor também observou que o método de produção de betão com pré-saturação dos ARGB conduziu

a menor valor do módulo de elasticidade.

Figura 2.18 - Módulo de elasticidade em função da re-sistência à compressão (Ferreira, 2007)

Figura 2.19 - Módulo de elasticidade em função da taxa de substituição de ARGB para dois métodos de

produção de betão (Ferreira, 2007)

2.6. Propriedade de betões projectados com agregados reciclados


O recurso a betão projectado permite a redução ou eliminação do uso de cofragens, a redução dos

custos de material, assim como o aumento a velocidade de construção. Aliada a esta vantagem, pode

estar a utilização de agregados reciclados, que permite a reutilização de material que de outro modo

24

teria de ser encaminhado para aterro.

A investigação sobre a utilização de agregados reciclados em betão projectado carece de estudos e pu-

blicações. Ainda assim, tendo em conta que se conhece as propriedades tanto do betão projectado com

agregados naturais como do betão com agregados reciclados, será possível estimar como será o com-

portamento associado ao betão projectado com agregados reciclados. A maior referência ao nível do

comportamento da solução em questão é Chan (1998), que estudou o comportamento de betão projec-

tado e não projectado, com e sem agregados reciclados.

Chan (1998) avaliou o desempenho de betão projectado por via seca e húmida (no caso da via húmida

incluiu fibras) para as situações com agregados naturais e reciclados, assim como para betão conven-

cional. O autor efectuou os ensaios utilizando placas com cofragens de madeira de dimensões 350 x

440 x 100 mm, das quais retirou amostras para ensaiar. O autor efectuou ensaios aos 3, 7, 28 e 96

dias, tendo para cada um desses dias e cada painel retirado 6 carotes, excepto no caso dos 28 dias

em que produziu ainda 3 vigas. As amostras consistiam em carotes de 57 mm de diâmetro e 96 mm de

altura, e vigas de 350 mm de comprimento com uma secção transversal de 100 x 100 mm, de forma a

respeitar a norma ASTM C1018-94b. A Tabela 2.7 contém os dados obtidos no fabrico das amostras.

Tabela 2.7 - Dados obtidos no fabrico de amostras (Chan, 1998)

Betão projectado por via seca Betão projectado por via húmida Betão convencional

Reciclado Natural Reciclado Natural Reciclado Natural

Material perdido por efeito de ricochete (%)

21 25 15 18 - -

Absorção de água (%) 12,7 7,5 11,7 7,0 11,3 6,9

Porosidade (%) 25,1 16,7 24,0 16,1 23,9 16,0

A Tabela 2.7 permite verificar o esperado, ou seja, que um betão com substituição de agregados natu-

rais por reciclados apresenta maiores valores de absorção de água e porosidade. Quanto à perda de

material por ricochete, como seria de esperar, a projecção por via seca resulta em maiores perdas; não

obstante, verifica-se que a utilização de agregados naturais conduz a maiores perdas do que a de

agregados reciclados. O autor explica que este resultado se deve ao facto de as misturas com agrega-

dos reciclados serem mais coesivas como consequência da maior absorção de água, característica

dos agregados reciclados, em conjunto com a maior área de superfície e que, embora tal leve a menor

trabalhabilidade, confere maior coesão à superfície contra a qual se projecta, sendo portanto uma van-

tagem em termos de projecção tanto por via seca como por via húmida, em comparação com a situação

com agregados naturais. Convém referir que, na prática, devido à maior absorção de água por parte

dos agregados reciclados, efectua-se a pré-saturação desses agregados ou aumenta-se a quantidade

de água de amassadura. Assim, a vantagem do betão projectado anteriormente descrita apenas se

verifica caso não se tenha efectuado a compensação de água por parte dos agregados reciclados.

2.6.2. Propriedades no estado fresco

2.6.2.1. Trabalhabilidade

A adição de agregados reciclados ao betão projectado resulta num betão com maior taxa de absorção

de água, devido às propriedades deste tipo de agregados. A consequência é uma redução da relação

25

água / cimento, que se traduz numa perda de trabalhabilidade da mistura fresca, resultante de um

rápido endurecimento inicial.

A maior absorção de água por parte desta mistura traduz-se numa maior coesão à superfície contra a

qual se realiza a projecção (Chan, 1998), o que à partida poderia sugerir menores perdas por ricochete

no processo. Ainda assim, essa conclusão só pode ser confirmada caso não se efectue a compensação

de água por parte dos agregados reciclados.

2.6.2.2. Massa volúmica

Foi referido que os agregados reciclados apresentam menor massa volúmica, devida à pasta aderida,

cuja massa volúmica é inferior à dos agregados naturais. Deste modo, é expectável que um betão com

esse tipo de agregados apresente também menor valor de massa volúmica. Na situação do betão projec-

tado, foi referido que a massa volúmica era semelhante em comparação com um betão não projectado.

Deste modo, é esperado que a massa volúmica do betão projectado com incorporação de agregados

reciclados seja semelhante à de um betão não projectado com agregados reciclados.



A projecção do betão resulta em resistências à compressão ligeiramente inferiores às do betão não

projectado, em parte devido à pior compactação associada ao betão projectado. Também foi explicado

que a utilização de agregados reciclados grossos em betão tem pouca influência na resistência à com-

pressão em taxas de substituição controladas, pois são na realidade o teor em cimento e a relação

água / cimento que condicionam essa propriedade.

Não obstante o referido, Chan (1998) obteve valores de resistência à compressão para o caso de betão

projectado com agregados reciclados claramente inferiores, o que se deveu ao facto de o autor utilizar

uma substituição de 100% tanto de agregados grossos como de finos o que corresponde a uma influência

substancial no desempenho mecânico do betão. Segundo o autor, os agregados reciclados contêm resí-

duos como poeiras, que afectam as propriedades, assim como a existência de defeitos iniciais que con-

duzem a pior comportamento do betão, como a prematura formação de fendas. Na Tabela 2.8, encon-

tram-se os resultados obtidos a partir de carotes extraídas de painéis, em que cada painel está associado

a um diferente processo de betonagem.

Tabela 2.8 - Resistência à compressão para betões com taxa de substituição de 100% (Chan, 1998)

Resistência à compressão (MPa)



Via seca 18 22 33


26

O autor também observou que, para betão projectado por via seca, o betão continha quantidades subs-

tanciais de impurezas, resultando em zonas com falta de cimento, formando-se maior número de vazios,

justificando assim o valor ligeiramente inferior obtido para situação por via seca.

A substituição total dos agregados originais por reciclados conduz a menores valores de resistência à

compressão, como seria expectável. Não obstante, é possível que esta discrepância de valores com a

alteração dos agregados seja causada apenas por má qualidade dos agregados. A resistência à com-

pressão dos três processos aos 28 dias e 96 dias apresenta valores muito próximos quando se utiliza

agregados reciclados.


A resistência à tracção com taxa de substituição de 100% de agregados naturais por reciclados para

diferentes tipos de betão foi também avaliada por Chan (1998), como se vê na Tabela 2.9.

Tabela 2.9 - Resistência à tracção obtida de carotes, com taxa de substituição de 100% (Chan, 1998)

Resistência à tracção (MPa)


Projectado Via húmida 4,3 5,1 5.9

Via seca 3,8 4,1 5.4

Não projectado 4.4 5,2 6,0

A partir da Tabela 2.9, é possível concluir que o tipo de betonagem tem uma influência reduzida na resis-

tência à tracção. Ainda assim, em comparação com a Tabela 2.2, a substituição total dos agregados

naturais por reciclados resulta numa redução significativa desta propriedade. Ainda assim, o autor obser-

vou que as reduções foram inferiores às obtidas na resistência à compressão. Tal deve-se ao facto de a

resistência à tracção depender mais da ligação entre diferentes constituintes do betão, e assim ser menos

influenciada por este tipo de agregado comparativamente com a resistência à compressão.


Chan (1998) determinou esta propriedade para betões projectados e não projectados com taxa de

substituição de 100 % de agregados naturais por reciclados. As conclusões obtidas estão em confor-

midade com o obtido com a situação apenas com agregados naturais, ou seja, o módulo de elasticidade

para a via seca é ligeiramente inferior, como apresentado na Tabela 2.10.

Tabela 2.10 - Módulo de elasticidade obtido de carotes, com taxa de substituição de 100% (Chan, 1998)

Módulo de elasticidade (GPa)



Via seca 16 19 17


Ao comparar os resultados com os da Tabela 2.3, é evidente o decréscimo acentuado nesta proprie-

dade. O autor refere que a discrepância de valores entre betões com diferentes tipos de agregados se

deve à menor capacidade de transmissão de tensões para os restantes constituintes do betão, por

27

parte dos agregados reciclados, assim como à existência de poeiras e impurezas que afectam o de-

sempenho dos betões que os incorporam.

2.7. Betão projectado em túneis

2.7.1. Métodos construtivos

2.7.1.1. Introdução

Da crescente necessidade das sociedades para o desenvolvimento de infra-estruturas e variedade de

sistemas de transporte, resultou o desenvolvimento de técnicas construtivas e tecnologia associadas a

obras subterrâneas, tais como os túneis.

Uma das principais preocupações na temática dos túneis é o método construtivo a utilizar. Para definir

uma solução, é fundamental, numa fase inicial, proceder a estudos geológicos e geotécnicos. Informa-

ções acerca da constituição dos maciços e tensões naturais instaladas nos mesmos, localização do

nível freático e a existência de estruturas geológicas como dobras e estratificações, permitem aferir o

tipo de método construtivo mais vantajoso. Após determinação dessas informações, dimensiona-se os

suportes primários e secundários.

Na prática, quando o maciço é do tipo rochoso, emprega-se a construção com escudo (TBM - Tunnel

Boring Machine) ou escavação a fogo, e quando o maciço é de solo, recorre-se também a TBM ou

construção sequencial (NATM - New Austrian Tunnelling Method).

2.7.1.2. Método Sequencial (NATM - New Austrian Tunneling Method)

O método sequencial afirma-se actualmente como uma referência mundial ao nível das técnicas de

construção de túneis. Este método foi desenvolvido nas décadas de 50 e 60 por engenheiros austríacos

(Schutz, 2010). O campo de aplicação é, na esmagadora maioria das vezes, maciços de solos em

zonas urbanas.

Os responsáveis do desenvolvimento deste método defendem que a parte do maciço funciona em con-

junto com a estrutura em forma de anel que serve de suporte ao túnel.

Em conformidade com ICE (1996), os princípios do NATM são os seguintes:

1. A resistência do solo ou rocha circundante ao túnel deve ser preservada e devidamente mobi-

lizada da máxima forma possível;

2. A mobilização efectua-se a partir do controlo da deformação do solo. Deformação excessiva é

prejudicial por estar associada a perda de resistência;

3. Sistemas de suporte como ancoragens e camadas de betão projectado encarregam-se da mo-

bilização referida;

4. O fecho do anel da estrutura de suporte deve ser efectuado com uma prioridade dependente

do tipo de condições do maciço, não devendo ser adiada;

5. Deve ser efectuada monitorização e testes laboratoriais com o objectivo de avaliar a deforma-

ção ao longo do tempo dos suportes;

28

6. O comprimento do troço não suportado do túnel deve ser o menor possível, pois facilita o con-

trolo de assentamentos.

De acordo com Hse (2014), a ordem dos trabalhos envolve a divisão da secção transversal do túnel em

várias partes, como representado na Figura 2.20. A escavação efectua-se incrementalmente, avançando,

por exemplo, metro a metro. Com o progressivo avanço, aplica-se betão projectado para servir de suporte

à região escavada e ainda não suportada. Uma das soluções mais utilizadas, representada na Figura

2.21, inicia-se com a aplicação da denominada camada primária, que é composta por duas camadas de

betão projectado, cada uma com espessura entre 200 e 400 mm. A camada primária tem como objectivo

suportar as cargas de curto prazo como o peso próprio do maciço e sobrecargas à superfície.

Figura 2.20 - Diferentes fases de escavação, possíveis de

adoptar, do NATM na construção de um túnel (Schutz, 2010)

Figura 2.21 - Esquema de revestimento de cama-das em túneis (Ernando, S.; Amit, 2013)

Após a camada primária, aplica-se a camada de vedação, apresentando uma espessura com cerca de

50 mm de espessura, que se trata no geral de uma membrana impermeável, para bloquear o acesso

de água, que se infiltra pela camada primária devido ao ataque químico de sulfatos que sofre devido

ao contacto directo com a face escavada (Pickett & Thomas, 2013).

Uma segunda camada de revestimento é adicionada posteriormente, constituída por betão projectado

ou betão convencional aplicado in situ. A função dessa camada é suportar cargas de longo prazo como

as resultantes da consolidação do solo, a pressão hidrostática causada pela água, cargas internas

devidas a equipamento de construção, outros efeitos diferidos no tempo como a temperatura e retrac-

ção, e acções derivadas da camada primária que se degrada.

O recurso a betão projectado deve-se principalmente a ser um material com elevada aderência à su-

perfície à qual adere, neste caso o maciço. A elevada aderência resulta das forças de contacto que se

geram quando o material incide na superfície, de modo que, quanto maior a velocidade com que o

betão é projectado, maior a força. Para além dessa característica, a velocidade de compactação e

aquisição de resistência é superior face a uma solução de betão convencional, o que é importante pois

aumenta a velocidade de construção do túnel e aplicação do suporte, permitindo assim maior controlo

dos assentamentos.

29

2.7.2. Movimento do solo

A abertura de um túnel num maciço resulta na redução das tensões na superfície, com uma convergência

das paredes, ou deslocamento radial dirigido para o interior da escavação. É, portanto, esperado que ocor-

ram deformações e redistribuição de tensões à volta da cavidade até à colocação do suporte, o que se

traduz como efeito de arco. Assim, a escavação induz esforços de corte perto da cavidade e rotação das

direcções principais, representado na Figura 2.22 (Gomes, 2016).

Figura 2.22 - Efeito de arco tridimensional (Gomes, 2016)

2.7.3. Método convergência-confinamento

O dimensionamento do suporte requer que se tenha uma estimativa das cargas às quais o suporte, junto

ao início da zona não suportada, estará sujeito. Trata-se em teoria de um procedimento complexo devido

às propriedades do solo variarem ao longo do desenvolvimento da escavação (Carranza-Torres & Fairhurst,

2000). À medida que o túnel avança, o solo e o suporte deformam-se em conjunto, resultando no suporte a

receber parte da carga anteriormente absorvida pela face. É, portanto, essencial que se analise o compor-

tamento dos elementos subjacentes ao túnel.

De acordo com os autores, os componentes básicos deste método são:

▪ perfil de deformação longitudinal - avalia como o túnel se comporta à medida que se avança

longitudinalmente, nomeadamente em termos de deslocamento radial;

▪ curva de reacção do solo - comportamento da secção transversal;

▪ curva característica do suporte - avaliação do suporte na secção transversal em causa.

Como é de esperar, o aumento do deslocamento radial ao longo do desenvolvimento da zona não

suportada traduz-se, nessas secções, numa diminuição das pressões internas. Essa relação está de-

monstrada na Figura 2.25, na curva de reacção de solo (GRC).

30

Segundo os autores, à medida que a face avança, ocorre a diminuição do efeito de confinamento na

periferia do túnel, e aumento da pressão no suporte como representado na curva característica de

suporte, que reproduz um comportamento elasto-plástico perfeito (Figura 2.23).

Figura 2.23 - Representação esquemática do perfil de deformação longitudinal (LPD), da curva de reacção do solo (GRC) e da curva de suporte característica (modificado - Carranza-Torres & Fairhurst, 2000)

31

3. Campanha experimental

3.1. Introdução

A presente campanha experimental tem o objectivo de estudar o desempenho mecânico de betões

projectados com agregados reciclados. Neste estudo, pretende-se produzir quatro tipos de betões pro-

jectados com diferentes percentagens de substituição de agregados naturais grossos por agregados

reciclados grossos, respectivamente 0, 20, 50 e 100%, a comparar com betões convencionais com as

mesmas taxas de substituição de agregados.

Deste modo, este capítulo aborda a metodologia a adoptar na produção dos agregados reciclados, a

determinação da composição do betão convencional e do betão projectado a adoptar, assim como os

ensaios em estado fresco e estado endurecido a realizar.

Pretende-se, portanto, entender como a incorporação de agregados reciclados influencia o desempe-

nho e qualidade do betão projectado, temática que apresenta actualmente poucos estudos e conclu-

sões. Assim, de modo a estudar o comportamento do betão projectado, executa-se painéis com poste-

rior extracção de carotes, de dimensões de seguida justificadas.

Esta campanha experimental foi estudada para considerar os ensaios mecânicos e os de durabilidade.

Assim, tratando-se de uma campanha experimental que serve de ponto de partida para duas disserta-

ções de mestrado, o dimensionamento dos painéis tem que ter em conta as carotes a extrair para

ambos os tipos de ensaios experimentais.

3.2. Planeamento da campanha experimental

3.2.1. Primeira fase experimental

A primeira fase experimental consiste no procurement do material e na produção dos agregados reci-

clados grossos provenientes da trituração de betão de origem a partir de um painel construído previa-

mente. Estes agregados reciclados grossos são utilizados nos betões a realizar.

Nesta fase, é essencial determinar a quantidade de agregados grossos reciclados necessária à produção

dos betões. A produção desses agregados advém da trituração do denominado betão de origem, que neste

caso chega ao laboratório como betão pronto. Assim, calcula-se a quantidade de betão de origem que é

necessário encomendar. Para além do betão de origem, também se determina as quantidades de areia,

agregados grossos naturais e cimento necessárias.

3.2.2. Segunda fase experimental

A segunda fase experimental consiste na caracterização dos agregados primários e reciclados grossos a

utilizar nos betões a produzir e efectua-se com base na seguinte lista de ensaios e respectivas normas:

▪ análise granulométrica: normas NP EN 933-1 (2000), NP EN 933-2 (1999);

▪ massa volúmica e absorção de água: norma NP EN 1097-6 (2003);

▪ baridade: norma NP EN 1097-3 (2002);

32

▪ desgaste de Los Angeles: especificação LNEC E 237 (1970);

▪ teor de humidade: norma NP EN 1097-5 (2011);

▪ índice de forma: norma NP EN 933-4 (2002).

Ao nível dos agregados finos primários, realiza-se os seguintes ensaios:

▪ análise granulométrica: normas NP EN 933-1 (2000) e NP EN 933-2 (1999);

▪ massa volúmica e absorção de água: norma NP EN 1097-6 (2003);

▪ baridade: norma NP EN 1097-3 (2002);

▪ teor de humidade: norma NP EN 1097-5 (2011).

Nesta fase, pretende-se também igualar as trabalhabilidades das diferentes amassaduras e acertar a

composição de cada uma.

Na prática, pretende-se determinar a quantidade de água a utilizar na produção dos diferentes tipos de

betão, para se obter o abaixamento pretendido de 125 ± 10 mm, ou seja, uma classe de consistência S3.

Esta fase é de considerável relevância pois a introdução de agregados reciclados requer atenção es-

pecial em relação à quantidade de água. Como se sabe, esse tipo de agregados apresenta maior ab-

sorção de água, sendo necessário ter em consideração essa característica na obtenção da mesma

trabalhabilidade para as diferentes amassaduras. Os métodos mais usuais para resolver esses proble-

mas são o método de compensação de água na amassadura e a pré-saturação dos agregados recicla-

dos grossos. O método mais usual e que se utilizou na presente campanha experimental foi o primeiro.

As betonagens experimentais para obtenção de igual trabalhabilidade entre diferentes composições

são também efectuadas nesta fase.

3.2.3. Terceira fase experimental

Esta fase corresponde ao momento crucial da campanha experimental, ou seja, quando se efectua a

betonagem dos painéis. Como de seguida será explicado, pretende-se, para cada tipo de betão e taxa

de substituição de AGP por AGR, a produção de dois painéis de dimensões 1,50 x 1,10 m. A primeira

tarefa é a realização da cofragem de madeira dos painéis que recebem o betão projectado. Após rea-

lizar a cofragem, coloca-se a malha electrossoldada e, de seguida o betão de substrato. Após o betão

de substrato efectuar a presa e endurecimento, é então possível proceder à projecção do betão. Esta

fase também compreende a quantificação das perdas por ricochete, característica fundamental na aná-

lise de betões projectados.

Por fim, quando o betão projectado adquire alguma resistência, nomeadamente, ao fim de cerca de 5

dias, é possível realizar a extracção de carotes e colocação destas em câmara de cura húmida. Estas

carotes têm como fim a realização de ensaios em estado endurecido.

3.2.4. Quarta fase experimental

Após extracção de carotes, é possível realizar os ensaios mecânicos (e de durabilidade) em estado

endurecido. Os ensaios a realizar nesta fase são os seguintes:

33

▪ aderência pull-off aos 40 dias: norma NP EN 14488-4;

▪ resistência à compressão aos 7, 28 e 56 dias: norma NP EN 12390-3 (2009);

▪ resistência à tracção por compressão diametral aos 28 dias: norma NP EN 12390-6 (2003);

▪ resistência ao desgaste: norma DIN 52108 (2002);

▪ módulo de elasticidade secante aos 28 dias a partir da curva tensão-deformação (σ-ε);

▪ velocidade de propagação dos ultra-sons: norma NP EN 12504-4 (2007).

Os ensaios a realizar, assim como o número de carotes planeados por ensaio, encontram-se presentes

na Tabela 3.1. Refira-se que nos ensaios mecânicos realizados se recorreu sempre a carotes com

diâmetro de 98 mm e que o ensaio de velocidade de propagação de ultra-sons se efectuou com os

provetes que de seguida foram ensaiados à resistência à compressão aos 28 dias. De seguida, efectua-

se a descrição dos ensaios em estado endurecido a efectuar.

Tabela 3.1 - Ensaios em estado endurecido.

Ensaio Idade [dias] N.º de provetes

Resistência à compressão

7 3

28 5

56 3

Resistência à tracção por compressão diametral 28 3

Resistência ao desgaste 91 3

Módulo de elasticidade 28 3

Velocidade de propagação dos ultra-sons 28 5

3.2.4.1. Aderência pull-off

A avaliação da aderência efectua-se com recurso ao ensaio de pull-off. O ensaio mede a força de

tracção necessária para retirar um disco metálico de 50 mm de diâmetro, que se encontra colado com

resina epóxida à superfície do betão. É deste modo avaliada a aderência entre a camada de betão

projectado e a camada do betão de substrato, pois a máxima força de tracção medida está relacionada

com a resistência de aderência à tracção do betão projectado.

O processo que antecede este ensaio consiste no alisamento da superfície com recurso a uma máquina

rebarbadora, seguida da perfuração parcial a uma profundidade superior à do betão projectado e da

zona de ligação entre betões, recorrendo a uma caroteadora com uma coroa de 5 cm de diâmetro.

Posteriormente, cola-se o disco metálico à superfície do betão com recurso a resina epóxida. O ensaio

decorre puxando o disco metálico (Figura 3.1) e registando a máxima força de tracção que conduziu à

retirada do mesmo (Figura 3.2), com base na expressão (3.1).

𝜎𝑡 =𝐹𝑡

𝐴𝑐

(3.1)

em que,

▪ 𝜎𝑡 - tensão de arrancamento [MPa];

▪ 𝐹𝑡 - força associada ao arrancamento [N];

▪ 𝐴𝑐 - área da base da carote [mm2].

34

Em termos de cenários de arrancamento, admite-se três possíveis:

▪ rotura na interface dos betões;

▪ rotura na camada de betão projectado;

▪ rotura por parte da cola epóxida (resultado inválido).

Figura 3.1 - Aparelho de medição do ensaio pull-off

Figura 3.2 - Exemplo de rotura na interface

Como o ensaio decorreu nos painéis, a absorção de água por parte da cola epóxida tornou-se uma

propriedade importante a considerar. A consequência é a rotura por parte da cola epóxida, por não

adquirir resistência suficiente. Devido a sucessivas roturas por parte da cola epóxida, foi apenas pos-

sível obter resultados válidos aos 40 dias.

3.2.4.2. Velocidade de propagação dos ultra-sons

Esta propriedade permite avaliar a qualidade e homogeneidade do betão, sendo correlacionável com a

resistência à compressão e com o módulo de elasticidade, de modo que um betão com maior veloci-

dade de propagação de ultra-sons reflecte indirectamente melhor qualidade por conter menor volume

de vazios e, como tal, melhores propriedades mecânicas.

A velocidade de propagação das ondas ultra-sónicas, Vus, é obtida como o quociente entre o compri-

mento que o impulso percorre e o tempo de propagação das ondas ultra-sónicas entre as duas extre-

midades da carote. O ensaio foi realizado como descrito na EN12504-4. O ensaio efectuou-se após 28

dias da projecção. Os provetes utilizados neste ensaio foram os mesmos do que no caso da resistência

à compressão aos 28 dias.


As carotes foram extraídas dos painéis para ensaiar a três datas distintas: 7, 28 e 56 dias. Ao contrário de

campanhas experimentais como Santos (2011), houve um reduzido número de carotes perdidas por painel.

Após extracção das carotes, procedeu-se ao corte das extremidades com recurso a uma mesa de corte, de

modo a se apresentarem planas e paralelas aos pratos da prensa mecânica (Figura 3.3). Após tratamento

das superfícies, foram colocadas na câmara húmida até ao dia do ensaio.

O ensaio decorreu com aumento de carga gradual à velocidade de 0,6 MPa/s até ocorrer rotura do

provete (Figura 3.4). A obtenção da capacidade resistente das carotes efectua-se como previsto na

35

norma NP EN 12390-3. O valor da resistência à compressão é obtido recorrendo à expressão (3.2).

𝑓𝑐 =𝐹

𝐴𝑐

(3.2)

sendo que,

▪ 𝑓𝑐 - resistência à compressão [MPa];

▪ 𝐹 - força de rotura à compressão [N];

▪ 𝐴𝑐 - área da secção transversal submetida à aplicação da carga [mm2].

Figura 3.3 - Aspecto das carotes após rectificação Figura 3.4 - Ensaio de resistência à compressão


A determinação desta propriedade efectua-se com o ensaio de resistência à tracção por compressão

diametral. O ensaio processa-se na máquina utilizada no ensaio de resistência à compressão, com a

particularidade da aplicação da força se efectuar segundo a geratriz da carote, como indicado na norma

NP EN 12390-6 (2003).

A resistência à tracção por compressão diametral é obtida por:

𝑓𝑐𝑡 =2𝐹

𝜋 ∗ 𝐿 ∗ 𝑑 (3.3)

em que,

▪ 𝑓𝑐𝑡 - resistência à compressão diametral [MPa];

▪ 𝐹 - força de rotura [N];

▪ L - comprimento da carote [mm];

▪ d - diâmetro da carote [mm].


Os provetes resultantes da carotagem dos painéis apresentam dimensões diferentes das especificadas

na norma LNEC 397 para cálculo do módulo de elasticidade secante, devido à altura ser em geral

inferior ao diâmetro. Como tal, o método adoptado para determinar o módulo de elasticidade secante é

o da curva tensão-deformação de carotes ensaiadas, tal como efectuado por Chan (1998), cujas caro-

tes também apresentavam dimensões semelhantes.

36

O ensaio consistiu na compressão até à rotura do provete e registo do deslocamento do prato recor-

rendo a deflectómetros (Figura 3.5). O deslocamento do prato indica a variação de comprimento, Δl,

que ocorre na carote, permitindo assim determinar a deformação, ε. O módulo de elasticidade secante

do betão, Ecm, é determinado para 30% da tensão de rotura à compressão do betão e para a deforma-

ção correspondente. Este método é referido no Eurocódigo 2 como solução para obter o módulo de

elasticidade secante aos 28 dias.

Figura 3.5 - Obtenção da deformação do prato com recurso a deflectómetro

Com o intuito de validar os resultados obtidos por este método e como também se efectuou ensaios de

propagação de ondas ultra-sónicas, determinou-se também o módulo de elasticidade dinâmico. O mó-

dulo de elasticidade dinâmico, Ed, relaciona a velocidade de propagação das ondas ultra-sónicas, Vus,

com a massa volúmica do material, ρ, com base na expressão (3.4). O valor utilizado para o coeficiente

de Poisson, ν, foi de 0,2.

𝐸𝑑 = ρ ∗ 𝑉𝑢𝑠2 ∗

(1 + 𝜈) ∗ (1 − 2𝜈)

(1 − 𝜈) (3.4)

3.2.4.6. Resistência à abrasão

A resistência ao desgaste por abrasão efectua-se como estipulado na norma DIN 52108 (2002). O

ensaio consiste no registo da perda de espessura da carote, Δl, utilizando o valor médio obtido com

base em pontos de referência previamente marcados no provete. A expressão que permite obter o valor

de Δl é a seguinte:

Δl =∑ (𝑙𝑖,𝑘 − 𝑙𝑓,𝑘)𝑛

𝑘

𝑛 (3.5)

em que,

▪ Δl - perda de espessura média [mm];

▪ 𝑙𝑖,𝑘 - valor da espessura inicial do provete k [mm];

▪ 𝑙𝑓,𝑘 - valor da espessura final do provete k [mm];

▪ n - número de pontos de referência.

3.3. Produção dos agregados reciclados grossos de betão

A etapa correspondente à produção dos ARGB envolve primeiramente a produção do painel que recebe

37

o betão pronto. O processo de produção destes agregados consiste nos seguintes passos:

▪ montagem de um painel com dimensões de 2,60 x 2,60 x 0,25 m com recurso a tábuas de madeira

colocadas transversalmente de 20 em 20 cm ao longo do comprimento do painel (Figura 3.6);

▪ colocação do betão pronto no painel e vibração (Figura 3.7);

▪ cura do betão durante 28 dias;

▪ retirada dos moldes (Figura 3.8);

▪ trituração dos blocos de betão com recurso à trituradora de maxilas (Figura 3.9).

A trituração do betão efectua-se na britadeira com abertura de maxilas, de modo a que os agregados

resultantes sejam posteriormente divididos, por peneiração, em fracções granulométricas desde 4 a

12,5 mm e colocados em diferentes barricas.

Figura 3.6 - Cofragem para o betão de ori-gem

Figura 3.7 - Painel com betão de origem

Figura 3.8 - Blocos de betão de origem Figura 3.9 - Britadeira de maxilas

3.4. Composição e produção dos betões

3.4.1. Introdução

Este subcapítulo é fundamental para as tarefas a desenvolver. A produção de betão consiste numa

mistura cujos constituintes devem ser rigorosamente quantificados, de modo a proporcionar as carac-

terísticas mecânicas e de durabilidade pretendidas.

No presente trabalho, faz-se a formulação de betões com base nas curvas de referência de Faury,

procedimento comum neste tipo de campanhas experimentais associadas à utilização de agregados

38

reciclados em betão.

3.4.2. Composição do betão de referência

A formulação do betão de referência envolve o recurso à norma NP EN 206-1 (2005), sendo fundamental a

sua definição devido ao facto de a produção dos restantes betões depender da sua composição. De facto,

é suposto que os restantes betões tenham a mesma proporção de constituintes, assim como curva granu-

lométrica dos agregados e trabalhabilidade iguais. Na composição do betão de referência, optou-se por

considerar um betão de classe de resistência C30/37, um ambiente associado a corrosão induzida por car-

bonatação e um abaixamento entre 100 e 150 mm, como é usual neste tipo de campanhas experimentais.

Definiu-se para o betão de referência um intervalo de valores de abaixamento de 125 ± 15 mm, correspon-

dendo a uma classe de abaixamento S3. Assim, as características do betão de referência são as seguintes:

▪ classe de resistência: C30/37;

▪ classe de exposição: XC3;

▪ classe de consistência: S3 (100 a 150 mm);

▪ ligante: CEM I 42,5R (especificação LNEC E 464);

▪ tipo de agregado: agregados grossos britados e areias roladas de origem calcária;

▪ máxima dimensão do agregado: 12,5 mm;

▪ local de fabrico: Laboratório de Construção do Departamento de Engenharia Civil, Arquitec-

tura e Georrecursos do Instituto Superior Técnico;

▪ adições e adjuvantes: nenhuns.

De seguida, determina-se os principais parâmetros de caracterização do betão de referência.

3.4.2.1. Dosagem de cimento

Na determinação da dosagem de cimento a adoptar, é necessário ter em consideração parâmetros

como a consistência e resistência do betão a obter, a relação água / cimento e o valor médio da resis-

tência de um betão (fcm).

Trata-se de um parâmetro relevante na qualidade do betão a produzir. A especificação LNEC E 464

fornece para cada tipo de cimento e classe de exposição a dosagem mínima de cimento que se deve

utilizar. Outro método para determinar a dosagem de cimento consiste na utilização da fórmula de

Bolomey, que permite obter a dosagem de cimento para uma determinada classe de resistência do

betão e classe do cimento, como representado na Tabela 3.2.

Tabela 3.2 - Dosagem de cimento (kg/m3) obtida com a fórmula de Bolomey

Classe de ci-mento

Classe de resistência do betão

C20/25 C25/30 C30/37

32,5 360 400 440

42,5 310 350 380

52,5 280 310 340

39

A partir da Tabela 3.2, é possível constatar que, para a classe de cimento e de resistência do betão em

questão, a dosagem de cimento a utilizar é de 380 kg/m3. Este valor é superior ao valor mínimo reco-

mendado pela especificação LNEC E 464 de 300 kg/m3.

Ainda assim, opta-se por utilizar uma dosagem de cimento de 350 kg/m3 devido a:

▪ permitir reduzir a quantidade de cimento a utilizar, vantajoso do ponto de vista ambiental;

▪ estar em conformidade com outras investigações no âmbito de agregados reciclados.

3.4.2.2. Máxima dimensão do agregado

A máxima dimensão do agregado é uma medida indirecta do índice de vazios, pois quanto maior o

Dmax, menor será o índice de vazios. Uma questão importante ao aferir Dmax é o efeito de parede que,

de acordo com Nepomuceno (1999), consiste no aglomerar de partículas finas nas zonas junto às ar-

maduras ou entre faces da cofragem e o betão. Este efeito tem como consequência alterações na

compacidade do betão. Uma forma de colmatar este efeito é limitar a dimensão máxima dos agregados.

O autor refere a expressão (3.6) enunciada por Faury:

𝐷𝑚𝑎𝑥 ≤ 4

3𝑅 (3.6)

em que,

▪ 𝐷𝑚𝑎𝑥 é a máxima dimensão dos agregados (mm);

▪ 𝑅 é o raio médio do molde (mm).

O raio médio do molde diz respeito a um provete a utilizar num certo ensaio, obtendo-se pelo quociente

entre o volume a encher de betão e a área da superfície confinada do volume de betão.

A relação entre o raio médio do molde e a máxima dimensão dos agregados é necessária para obter

várias propriedades do betão de referência. De acordo com Nepomuceno (1999), é possível adoptar o

valor unitário para a relação R/D, pois trata-se do valor mais desfavorável.

Ainda assim, como se pretende analisar uma situação de betão projectado por via seca, é de esperar que

a dimensão máxima de agregados no trabalho a efectuar possa diferir do utilizado na produção de betões

correntes. Assim, é importante a análise de outras campanhas experimentais e regulamentos normativos

para aferir um intervalo de valores que podem ser vantajosos para o presente estudo. A norma ACI (1990)

recomenda para betão projectado por via seca uma dimensão máxima de agregado de 9,52 mm.

Quanto a campanhas experimentais específicas, convém referir Burns (2008) que utilizou uma dimen-

são máxima de 10 mm e Chan (1998) que adoptou 20 mm. O motivo principal por se adoptar uma

menor dimensão do que numa situação em que se pretenda um betão convencional é o efeito de rico-

chete. Como referido, este afecta os agregados grossos e será tanto mais notório quanto maior a di-

mensão dos mesmos. A adopção desta dimensão permite diminuir este efeito e assim aumentar a

produtividade do processo. Quanto à campanha experimental de Santos (2011), o Dmáx real foi de 6,35

mm pois apenas utilizou areias e bago de arroz, o que se justifica pelo facto de a projecção por via seca

40

resultar em maior efeito de ricochete do que a via húmida.

Com base nas campanhas experimentais referidas, optou-se por adoptar como máxima dimensão do

agregado grosso na presente campanha experimental 12,5 mm, o que permite diminuir o efeito de

ricochete e assim aumentar a produtividade do processo de projecção.

3.4.2.3. Volume de vazios

O volume de vazios pode ser obtido através da dimensão máxima do agregado, de acordo com

Nepomuceno (1999). Assim, é recomendada a norma ACI 613 (1945) para determinar o volume de

vazios, como é possível verificar na Tabela 3.3. Como o valor de Dmax se encontra entre dois valores

da tabela, extrapola-se o valor correspondente ao volume de vazios.

Tabela 3.3 - Volume de vazios (l/m3) em função da máxima dimensão do agregado (mm) (ACI 613, 1945)

Máxima dimensão do agregado (mm) Volume de vazios (l/m3)

9,5 30

12,7 25

19,1 20

25,4 15

Interpolando para a máxima dimensão do agregado de 12,5 mm, obtém-se um valor para o volume de

vazios de 25,31 l/m3, ou seja, 0,025 m3 por m3 de betão.

3.4.2.4. Relação a/c e dosagem de água na amassadura (A)

A relação a/c definida para o betão de referência na presente campanha experimental, tendo em conta

valores utilizados nas campanhas experimentais como Santos (2011) e Chan (1998), é 0,50.

O cálculo da dosagem de água na amassadura resulta da diferença do índice de vazios e do volume

de vazios por m3 de betão, dada pela expressão (3.7):

𝑎

𝑐=

𝐴

𝐶 <=> 𝐴 = 𝐶

𝑎

𝑐= 175 𝑙/𝑚3

(3.7)

3.4.2.5. Índice de vazios

O índice de vazios é uma grandeza que depende da trabalhabilidade e permite o cálculo do volume de

partículas sólidas por m3 de betão. Esta grandeza pode ser determinada recorrendo à expressão 3.8.

𝐼𝑣 = A + 𝑉𝑣 = 0,175 + 0,025 = 0,200 𝑚3/𝑚3 = 200 𝑙/𝑚3. (3.8)

3.4.2.6. Volume de partículas sólidas por m3 de betão (vS)

Para determinar o volume de partículas sólidas, é necessário saber o índice de vazios, que foi determi-

nado previamente, aplicando a expressão (3.9):

41

𝑉𝑠 = 1 − 𝐼𝑣 = 1 − 0,200 = 0,800 (3.9)

3.4.2.7. Volume de partículas de cimento por m3 de betão (vC)

O volume das partículas de cimentos em 1 m3 do betão obtém-se de forma simples, pelo quociente

entre a dosagem de cimento e a massa volúmica dos cimentos, pela expressão (3.10):

vc =C

𝜌c

(3.10)

em que,

▪ C - dosagem de cimento (kg/m3);

▪ 𝜌c - massa volúmica do cimento (kg/m3).

De modo que para esta situação se obtém:

𝑣𝑐 =C

𝜌c

= 350 𝑘𝑔/𝑚3

3050 𝑘𝑔/𝑚3= 0.115 𝑚3/𝑚3

3.4.2.8. Volume de agregados por m3 de betão (va)

Para obter o volume de agregados por m3 de betão, recorre-se à expressão:

1 = 𝑣𝑎 + 𝑣𝑣 + 𝑣𝑐 + 𝐴 (3.11)

O que permite obter va igual a 0,685 m3/m3.

3.4.2.9. Volume de cimento relativo ao volume de sólido total (C%)

A determinação desta grandeza envolve a prévia determinação do volume de cimento, assim como o

volume de partículas sólidas total. A expressão 3.12 traduz a relação entre as duas grandezas referidas.

𝐶% =𝑣𝑐

𝑣s

× 100 =0,115

0,800× 100 = 14,38 % (3.12)

3.4.2.10. Curva de referência de Faury

O cálculo da composição de um betão é na maioria das situações efectuado por curvas de referência.

Segundo Soares et al. (2015) e Silva (2006), este tipo de métodos concretiza um traçado de curva

granulométrica óptima denominado curva de referência. Um dos métodos de curva de referência mais

utilizados, e também nesta campanha experimental, é o de Faury.

A curva de Faury é composta por dois segmentos de recta, obtidos por 3 pontos. O eixo das abcissas

representa as dimensões das malhas dos peneiros por onde o material passa, o eixo das ordenadas

representa a percentagem de material que que fica retido em cada peneiro. A escala do eixo das orde-

nadas é linear e a do eixo das abcissas é proporcional à raiz quinta das dimensões das partículas. Na

Tabela 3.4, encontram-se as coordenadas dos pontos necessários à definição da curva de Faury.

42

Tabela 3.4 - Pontos que definem curva de Faury

Ponto Abcissa (mm) Ordenada (%)

1 0,0065 0

2 Dmax/2 = 6,25 y2

3 Dmax = 12,5 100

A ordenada do ponto 2 calcula-se com a expressão 3.13:

𝑦2 = A + 17 × √Dmáx5 +

B

RD

− 0,75 (3.13)

Em que os parâmetros “A” e “B” dependem da trabalhabilidade, dos meios de compactação a empregar

e da natureza dos agregados, como se verifica na Tabela 3.5. Quanto às restantes variáveis, “R” é raio

médio do molde (mm) e “D” é a máxima dimensão do agregado (mm).

Como o betão em questão apresenta trabalhabilidade mole, correspondendo a um meio de compacta-

ção por apiloamento, com agregados grossos britados derivados de areias roladas, a análise da Tabela

3.8 permite obter para valores de A e B, respectivamente, 30 e 2.

Como referido, adoptou-se o quociente entre o raio do molde e a máxima dimensão do agregado como

unitário, enquanto a máxima dimensão do agregado é 12,5 mm. Substituindo os valores na expressão

(9) obtém-se para a ordenada y2:

𝑦2 = A + 17 × √Dmáx5 +

B

RD

− 0,75= 30 + 17 × √12,5

5+

2

1 − 0,75= 66,17 %

Tabela 3.5 - Parâmetros A e B para a curva de Faury (Coutinho, 1988)

Trabalhabilidade Meios de compactação possí-veis de empregar

Valores de A

Valores de B

Natureza dos inertes

Areia rolada Areia britada

Agregado grosso rolado

Agregado grosso britado

Agregado grosso britado

Terra húmida Vibração muito potente e possí-

vel (pré-fabricação) ≤ 18 ≤ 19 ≤ 20 1

Seca Vibração potente (pré-fabricação) 20 a 21 21 a 22 22 a 23 1 a 1,5

Plástica Vibração média 21 a 22 23 a 24 25 a 26 1,5

Mole Apiloamento 28 30 32 2

Fluida Espalhamento e compactação

pelo peso próprio 32 34 38 2

Com as coordenadas dos três pontos determinadas, é possível realizar a curva de Faury com cimento.

Para obter a curva granulométrica que conduz à maior compacidade possível, é necessária a curva de

Faury sem as partículas de cimento. Após descontar o cimento da curva de Faury com cimento, realiza-

se o restabelecimento a 100%, como indicado na Tabela 3.6.

É então possível determinar as curvas de Faury com e sem cimento, presentes na Figura 3.10.

43

Tabela 3.6 - Pontos que definem curva de Faury com e sem cimento

Ponto Granulometria

[mm]

Raiz quinta da abertura da malha [mm]

Material passado [%]

Curva de Faury com cimento

Sem cimento Curva de Faury sem

cimento

1 0,0065 0,37 0 -14,35 -16,75

2 6,25 1,44 66,17 51,82 60,51

3 12,5 1,66 100 85,65 100

Figura 3.10 - Curva de Faury para o betão de referência

3.4.2.11. Composição do betão de referência

A partir da curva de Faury sem cimento, é possível determinar os constituintes do betão de referência.

As curvas de referência de Faury são compostas por dois troços lineares, expressos a partir da seguinte

equação definida por ramos:

𝑃(𝑑) = {𝑎1𝑑 + 𝑏1, 0 < 𝑑 < 𝐷𝑚𝑎𝑥/2

𝑎2𝑑 + 𝑏2, 𝐷𝑚𝑎𝑥/2 < 𝑑 < 𝐷𝑚𝑎𝑥

em que,

▪ 𝑃(𝑑) - percentagem de material passado acumulado;

▪ d - raiz quinta da dimensão das partículas;

▪ ai - declive da recta i;

▪ bi - ordenada na origem da recta i.

Com base nesta equação, determina-se a percentagem de material acumulado passado para cada

abertura de malha, presente no Anexo D.

Como se pretende substituir agregados grossos primários por reciclados em intervalos específicos de

granulometria, recorre-se directamente à curva de Faury para obter a percentagem de agregados retidos

entre cada intervalo com base numa interpolação linear. Com essa informação, determina-se a massa de

agregado correspondente a esse intervalo, por m3 de betão.

Quanto aos agregados finos, não se pretendendo a sua substituição, utiliza-se o software SikaComp para,

a partir do volume total de agregados finos da curva de Faury, estabelecer a percentagem correspondente

a areia grossa e a areia fina, obtendo-se respectivamente ao volume total de agregados finos, 77,15% e

0

20

40

60

80

100

% m

ate

rial p

assad

o

Granulometria [mm]

Curva de Faury

Curva de Faury com cimento Curva de Faury sem cimento

44

22,85%. A composição final dos diferentes betões a produzir encontra-se na tabela 3.7. Recorde-se que

como a substituição é em termos de volume, as composições com maior incorporação de ARGB apre-

sentam menor massa total de agregados.

Tabela 3.7 – Composição final dos diferentes betões.

BR B20 B50 B100

V [m3/m3] M [kg/m3] V [m3/m3] M [kg/m3] V [m3/m3] M [kg/m3] V [m3/m3] M [kg/m3]

Agregados grossos na-

turais 0.331 883.811 0.264 703.997 0.164 438.064 0.000 0.000

Agregados grossos reci-

clados 0.000 0.000 0.066 173.688 0.164 432.311 0.327 773.926

Agregados finos

0.354 924.545 0.352 921.838 0.350 916.464 0.348 911.090

Total de agregados

0.685 1808.356 0.681 1799.524 0.678 1786.839 0.674 1685.017

Cimento CEM I 42,5 R

0.115 350.000 0.115 350.000 0.115 350.000 0.115 350.000

Água 0.175 175.000 0.179 178.500 0.182 182.000 0.186 185.500

Vazios 0.025 0.000 0.025 0.000 0.025 0.000 0.025 0.000

Total 1.000 2333.356 1.000 2328.024 1.000 2318.839 1.000 2220.517

3.5. Betonagem dos painéis por projecção em via seca

3.5.1. Definição de espessuras

Para comparar o desempenho do betão face ao betão não projectado, recorre-se à betonagem de

painéis, para posterior extracção de carotes para ensaiar.

Pretendia-se projectar quatro tipos de betão projectado com taxa de substituição de agregados grossos

naturais por reciclados de 0, 20, 50 e 100%. De modo a facilitar a movimentação dos painéis no laboratório,

produziu-se dois painéis por composição, correspondendo a um total de 8 painéis. Sabendo o número de

painéis, convém produzi-los com dimensões apropriadas ao número de carotes que se pretende extrair.

Devido à betonagem se realizar num painel e limitação de equipamento no laboratório, torna-se limitado o

tipo de provetes a extrair. A solução encontrada envolve a extracção de carotes, cujo formato é cilíndrico,

não sendo possível na presente campanha experimental realizar ensaios a cubos. Não obstante, a NP EN

12504 (2003) prevê que os resultados obtidos no ensaio de resistência à compressão em carotes com 100

mm de diâmetro e com razão altura / diâmetro igual ou inferior à unidade deverão ser comparados com a

resistência à compressão de cubos com 150 mm de lado.

Com o número de carotes a extrair definido, é possível dimensionar os painéis a executar. Um factor

muito importante na escolha da dimensão dos painéis é o peso próprio porque os painéis são colocados

na vertical durante a projecção. Tal requer equipamentos e processos dependentes do peso do painel.

45

Assim, as dimensões a adoptar para os painéis são 1,50 x 1,10 m pois permitem acomodar as extracções,

os espaçamentos entre carotes pretendidos e reduzem substancialmente o peso do painel a erguer.

Outra questão a resolver é a espessura das camadas de cada painel. A execução prevê a adopção de

uma camada de betão de substrato, de uma rede electrossoldada e de uma camada de betão projec-

tado. Para aferir a espessura de cada camada a adoptar, foi necessária a consulta de outras campa-

nhas experimentais e regulamentos.

Quanto ao betão de substrato, deve ser de uma classe de resistência igual ou superior à do betão

projectado por motivos de compatibilidade. A consulta da norma NP EN 14488-6 (2008), acerca da

espessura do substrato para situações com betão projectado, assim como a campanha experimental

de Santos (2012), remetem para a adopção de uma espessura de betão de substrato de cerca de 8

cm. Ainda assim, um critério decisivo para esta situação, em que se terá de erguer o painel de modo a

ficar vertical, é o peso próprio. Como tal, adopta-se para esta campanha experimental uma espessura

de 5 cm para a camada de betão de substrato, o que à partida não compromete o comportamento do

painel e reduz o peso próprio.

Por fim, para determinar a espessura de betão projectado a utilizar, analisaram-se as investigações

existentes. Chan (1998) recorreu a uma espessura de betão projectado de 10 cm, obtendo carotes de

9,6 cm. Por sua vez, Burns (2008) projectou betão por via húmida em cofragens de 0,66 x 0,66 mm

para posterior extracção de carotes para ensaiar, com uma espessura de 15 cm. O autor também utili-

zou betão projectado por via húmida em painéis de 2,50 x 2,50 m para estudar as perdas por efeito de

ricochete na projecção horizontal, ou seja, em painéis verticais.

Para a presente campanha experimental, definiu-se a adopção de uma espessura de betão projectado

de 10 cm. Ainda assim, esperava-se que as carotes extraídas após corte com serra de disco de modo a

alisar as extremidades vejam essa altura reduzida para valores entre 7 e 9 cm.

3.5.2. Montagem dos painéis e colocação do betão de substrato

Com a definição das espessuras a adoptar para o betão de substrato e betão projectado, o próximo

passo foi realizar as cofragens de madeira. As cofragens apresentavam como dimensões 1.50 m x 1.10

m x 0.15 m, o que permitiu espessura e área em planta suficientes para as dimensões e número de

carotes necessárias. Com as cofragens montadas, procedeu-se à colocação da malha electrossoldada

a uma altura de cerca de 2 cm da face da madeira (Figura 3.11), com o propósito de garantir bom

comportamento estrutural face às acções de peso próprio, peso do betão projectado e operação de

retirada de carotes.

De seguida, efectuou-se as betonagens correspondentes à produção de betão de substrato por painel,

com altura de 5 cm. Definiu-se a composição do betão de substrato foi para ser de classe C30/37, por

se pretender um suporte resistente para receber o betão projectado. Posteriormente, efectuou-se a

cura com os painéis no exterior, seguido do tratamento superficial, recorrendo a cortes à superfície com

46

rebarbadora de modo a acentuar rugosidade e assim permitir melhor aderência ao betão a projectar.

Por fim, ergueu-se os painéis numa posição próxima da vertical (Figura 3.12).

Figura 3.11 - Cofragem com malha electrossoldada Figura 3.12 - Painéis levantados com betão de substrato e após receber tratamento superficial

3.5.3. Projecção do betão por via seca

O próximo passo foi a projecção do betão por via seca. A projecção por esta via tem a particularidade

de não permitir o controlo directo da relação água / cimento da mistura, de modo que o operador é

responsável pela tarefa de regular o caudal de água que chega ao tubo de injecção, conforme a mistura

aparente estar pouco ou muito fluida. Para obter a relação água / cimento da mistura, recorreu-se a um

medidor de caudal (Figura 3.13), colocado na mangueira, permitindo assim determinar o volume de

água utilizado em cada projecção. De modo a permitir que o betão adquira resistência inicial antes de

retirar carotes, e para que a extracção não afecte significativamente a zona circundante à mesma,

optou-se por retirar carotes apenas 5 dias após o início da cura do betão.

Quanto ao processo que antecede a projecção, efectuou-se a mistura entre agregados e cimento pri-

meiramente na betoneira, colocando-se de seguida na primeira câmara da máquina de projecção. De

seguida, abriu-se a segunda câmara que, com recurso ao ar comprimido vindo do compressor (Figura

3.14), encaminhou a mistura de agregados e cimento para a ponta da mangueira, à qual estava ligada

uma mangueira secundária por onde vinha a água.

Figura 3.13 - Medidor de caudal Figura 3.14 - Compressor para projecção

Figura 3.15 - Máquina de projecção por via seca

A operação de projecção de betão decorreu nos seguintes passos:

▪ pesagem dos materiais para cada betonagem (Figura 3.16);

▪ levantamento do painel, de modo a ficar numa posição próxima da vertical;

47

▪ mistura dos agregados com o cimento na betoneira;

▪ passagem da mistura da betoneira para a primeira câmara da máquina de projecção

por via seca (Figura 3.15);

▪ abertura da segunda câmara, para onde é encaminhada a mistura;

▪ o ar comprimido que vem do compressor conduz a mistura seca para a mangueira onde

se mistura por fim com a água que vem de uma mangueira secundária;

▪ projecção de betão por via seca, em sucessivas camadas, de modo a perfazer 10 cm

de espessura (Figura 3.17);

▪ cura do betão durante cerca de 5 dias antes de extrair carotes;

▪ descida dos painéis com recurso a empilhadora;

▪ extracção de carotes (Figuras 3.18 e 3.19).

Figura 3.18- Extracção de caro-tes com recurso a caroteadora

Figura 3.19 - Amostra de carotes extraídas

Figura 3.16 - Agregados para cada composição an-tes da pesagem

Figura 3.17 - Projecção do betão por via seca

49

4. Discussão dos resultados

O presente capítulo consiste na apresentação e análise de resultados obtidos na campanha experimental.

Também se efectua a comparação com os resultados obtidos pelos autores referidos no capítulo 2.

Este capítulo está organizado em quatro partes. A primeira é referente aos resultados obtidos nos en-

saios aos agregados, incluindo dos agregados reciclados grossos de betão (ARGB), utilizados no betão

projectado. A segunda parte trata da análise do betão projectado em estado fresco, nomeadamente da

determinação da relação a/c e das perdas de material por ricochete. A terceira parte é dedicada aos

resultados do betão em estado endurecido. A quarta parte trata de um caso de estudo de aplicação

das diferentes composições de betão projectado a túneis profundos em maciços rochosos.

4.1. Caracterização dos agregados

Pretende-se neste subcapítulo analisar as propriedades físicas dos agregados utilizados no fabrico dos

betões. Os ensaios realizados na caracterização dos agregados foram: análise granulométrica, massa

volúmica e absorção de água, baridade e volume de vazios, resistência à fragmentação com recurso

ao ensaio de Los Angeles, e índice de forma.

4.1.1. Análise granulométrica

A curva granulométrica dos agregados desempenha uma função importante na compacidade do betão,

pretendendo-se uma composição contínua de agregados grossos e finos. A consequência para o betão

é a diminuição da quantidade de vazios, assim como redução da quantidade de cimento necessária

para se obter uma resistência alvo.

A análise granulométrica efectuou-se recorrendo à norma NP EN 933-1 (2000). Os resultados da aná-

lise granulométrica efectuada encontram-se no Anexo F. A partir destas tabelas, obtém-se as curvas

granulométricas de material passado acumulado para cada abertura (Figura 4.1).

Figura 4.1 - Curvas granulométricas obtidas para cada tipo de agregado.

Verifica-se que os agregados reciclados apresentam uma granulometria mais contínua, ou seja, mais

extensa face aos agregados naturais. Refira-se que os agregados grossos a utilizar na produção dos

0.00

10.00

20.00

30.00

40.00

50.00

60.00

70.00

80.00

90.00

100.00

0.0625 0.125 0.25 0.5 1 2 4 8 16 32

% m

ate

rial p

assad

o

Granulometria (mm)

Curvas granulométricas

Areia fina Areia grossa Bago de arroz Brita 1 AGRB

50

betões projectados foram peneirados e separadas nos diferentes intervalos de peneiros, sendo ajusta-

dos a partir da curva teórica de Faury.

4.1.2. Massa volúmica e absorção de água

A massa volúmica dos agregados é uma das propriedades mais influentes nos betões a fabricar, já que

afecta directamente a massa volúmica destes. A absorção de água dos agregados influencia as propri-

edades em estado endurecido dos betões, consequência de estar associada a maior porosidade e,

consequentemente, menor capacidade resistente. No caso dos ARGB, a absorção de água é substan-

cialmente superior devido à presença de pasta de cimento aderida, resultando em ser necessário no

fabrico de betões com este tipo de agregado considerar água de compensação pois, caso contrário,

podem haver alterações da relação a/c notórias no betão face ao previsto, com consequências negati-

vas no desempenho mecânico.

O ensaio permitiu obter diferentes tipos de massa volúmica (Tabela 4.1), nomeadamente massa volú-

mica das partículas saturadas e com superfície seca, ρsss, massa volúmica impermeável, ρa e massa

volúmica das partículas secas em estufa, ρrd.

Tabela 4.1 - Massa volúmica e absorção de água dos agregados utilizados no fabrico dos betões.

Areia fina Areia grossa Bago de arroz Brita 1 ARGB 4-12,5

ρa [kg/m3] 2587 2623 2708 2724 2658 ρrd [kg/m3] 2548 2574 2634 2624 2370 ρsss [kg/m3] 2564 2594 2661 2648 2478 WA24 [%] 0,59 0,71 1,02 1,65 4,55

A análise da Tabela 4.1 confirma que a absorção de água dos ARGB é claramente superior à dos agre-

gados naturais. Estes resultados são congruentes com os obtidos por outros autores (Tabela 4.2), man-

tendo-se uma absorção de água por parte dos ARGB em geral entre 4 e 8%, intervalo de valores em que

se insere a presente campanha experimental. Quanto aos agregados naturais, observa-se que na actual

campanha se obtiveram valores para os AGP entre 1 e 2%, consistente com os valores obtidos por parte

dos restantes autores (Tabela 4.2).

Tabela 4.2 - Massa volúmica e absorção de água obtido por diversos autores (levantamento bibliográfico).

Ferreira et al. (2011) Gomes et al. (2014) Fonseca et al. (2011) Soares et al. (2015)

AGP AGRB AGP AGRB AGP AGRB AGP AGRB

ρa [kg/m3] 2700 2660 2620 2660 2650 2690 2730 2660 ρrd [kg/m3] 2630 2300 2550 2450 2550 2310 2630 2370 ρsss [kg/m3] 2660 2440 2580 2530 2590 2450 2660 2480 WA24 [%] 0,95 5,8 2,25 8,5 1,5 6,1 1,41 4,61

4.1.3. Baridade e volume de vazios

A baridade, ou massa volúmica aparente, foi determinada de acordo com a norma NP EN 1097-3 (2002)

para todos os tipos de agregados a utilizar no fabrico de betões.

Segundo Coutinho (1988), agregados com formas alongadas, rugosos e com granulometria descontínua

apresentam menor valor de baridade. Esta propriedade relaciona-se com a resistência mecânica do betão,

na medida em que agregados com maior baridade estão associados a maior qualidade do betão, devido à

relação intrínseca desta propriedade com o volume de vazios, que é tanto menor quanto maior a baridade.

51

Para determinação desta propriedade, ensaiou-se três amostras para cada tipo de agregado, adop-

tando-se a média dos resultados como valor da baridade (Tabela 4.3). A partir do cálculo da baridade,

determina-se o volume de vazios.

Verifica-se que o valor de baridade dos ARGB analisados foi inferior ao dos restantes agregados. Este

resultado era esperado devido aos agregados reciclados apresentarem maior porosidade, consequên-

cia da pasta aderida a estes agregados. Em termos de percentagem de vazios, verifica-se que os agre-

gados grossos analisados apresentam valores próximos entre si. Também se observa maior baridade

para agregados finos, o que é consistente com o facto de apresentarem granulometria mais contínua

face aos agregados grossos.

Tabela 4.3 - Baridade e percentagem de vazios dos agregados utilizados no fabrico dos betões projectados.


ρb [kg/m3] 1556,5 1544 1408,5 1406,3 1286,6 ρrd [kg/m3] 2548,2 2573,9 2634,0 2624,1 2370,0 % vazios 40,0 40,0 46,6 46,1 45,7

4.1.4. Teor de humidade

Esta propriedade apresenta-se como muito importante em agregados reciclados devido à capacidade

de absorção de água deste tipo de agregados, que é muito superior à dos agregados naturais. Como

tal, o valor de teor de humidade apenas foi determinado para agregados reciclados, sendo que os

agregados finos foram secos no forno próximo da data de projecção.

O teor de humidade foi determinado com recurso à norma NP EN 1097-5 (2011). Como a maior dimen-

são da malha do peneiro utilizado foi de 12,5 mm, a mínima dimensão para a amostra adoptada é de

2,5 kg, valor que se adoptou para cada amostra. A Tabela 4.4 apresenta o teor de humidade obtido os

agregados reciclados em estudo, em que M1 representa a média da massa húmida obtida das amos-

tras, e M2 a média da massa seca das amostras.

Tabela 4.4 - Teor de humidade obtido para os ARGB.

M1 [g] M2 [g] w [%]

ARGB 2522.47 2472.03 2.00%

4.1.5. Desgaste de Los Angeles

A resistência à fragmentação por ensaio de Los Angeles é uma medida indirecta da resistência mecâ-

nica dos agregados. Para efectuar este ensaio, utilizou-se a especificação LNEC E 237 (1970) para

estudar os agregados grossos primários e reciclados. Para os ARGB, utilizou-se dois intervalos de

fracção granulométrica, 12,5-8 mm e 8-4 mm, efectuando-se posteriormente a média dos resultados

obtidos para cada intervalo, como representado na Tabela 4.5.

Tabela 4.5 - Resultados do ensaio de desgaste de Los Angeles para os agregados em estudo.

AGP AGRB Perda de resistência [%]

Δ LA [%] 25 36 31%

Observa-se que os ARGB apresentam maior desgaste face ao AGN, consequência da menor resistên-

cia da pasta de cimento aderida face ao agregado natural. Também se pode concluir que ambos os

52

tipos de agregado satisfazem o requisito máximo de 50% de desgaste para incorporação em betões

estruturais, como especificado na norma LNEC-373.

Relativamente a outras campanhas experimentais, a Tabela 4.6 apresenta os resultados obtidos por

outros autores, verificando-se a tendência de obter maior desgaste em AGRB comparativamente com

AGN, sendo a perda de resistência habitual entre cerca de 25 e 40%, como se verificou na presente

campanha experimental.

Tabela 4.6 - Resultados do ensaio de desgaste de Los Angeles para outras campanhas experimentais.

AGP AGRB Perda de resistência [%]

Etxeberria et al. (2007) 19,8 33,5 41% Hansen e Narud (1983) 22,5 30,7 27%

Soares et al. (2015) 27,0 37,3 28% Ceia et al. (2016) 24,6 41,1 40%

4.1.6. Índice de forma

O ensaio de determinação do índice de forma é efectuado com recurso à norma NP EN 933-4 (2002).

Neste ensaio, analisa-se apenas agregados grossos, ou seja, com dimensão superior ou igual a 4 mm.

O processo de trituração com recurso a britadeira de maxilas, que originou os ARGB a analisar, tem

como consequência a forma irregular destes agregados, com formas alongados, traduzindo-se em

maior índice de forma. A consequência para os betões é a redução da trabalhabilidade. A Tabela 4.7

apresenta o índice de forma obtido para os agregados grossos a incorporados nos betões projectados.

Tabela 4.7 - Índice de forma dos diferentes agregados grossos estudados.

Bago de arroz Brita 1 AGRB 4-12,5

Índice de forma [%] 22,3 26,7 49

O valor de índice forma para os ARGB da presente campanha experimental é substancialmente supe-

rior ao dos ANG, em face de formas mais alongadas, resultantes do processo de trituração. Esta é uma

tendência observada em outras campanhas experimentais, como se pode verificar na Tabela 4.8, em-

bora com uma diferença entre agregados naturais e reciclados menor, explicável por os ARGB anali-

sados na presente campanha serem mais alongados.

Tabela 4.8 - Valores médios do índice de forma obtidos por diversos autores (levantamento bibliográfico).

Índice de forma [%] AGP AGRB

Etxeberria et al. (2007) 24,7 27,7 Etxeberria et al. (2007) 25 28 Fonseca et al. (2011) 11 24,7

Ceia et al. (2016) 13,7 22,1

4.2. Caracterização dos betões em estado fresco

4.2.1. Relação água / cimento

O controlo da quantidade de água é de grande importância, tanto em termos de resistência do betão

como de durabilidade. Para as composições em estudo, utilizou-se uma relação a/c tanto mais elevada

quanto maior se tornava a taxa de incorporação ARGB, devido à maior capacidade de absorção de

53

água destes agregados. É importante referir que sendo o processo de via seca, a água entra em con-

tacto com os agregados apenas no momento da projecção. Como tal, a relação a/c não tem um papel

tão relevante no processo de projecção como num processo por via húmida. Não obstante, continua a

ser fundamental para as propriedades em estado endurecido.

O método de projecção utilizado foi por via seca, justificável com o facto de a maioria das empresas

utilizar equipamento específico para esse tipo de projecção por acarretar custos de manutenção subs-

tancialmente inferiores aos dos equipamentos por via húmida. Embora no processo por via seca o

controlo da quantidade de água utilizada dependa do operador, foi possível registar a quantidade de

água que efectivamente se utilizou na projecção, recorrendo ao medidor de caudal incorporado na

mangueira de água, como referido no capítulo 3.

A diferença entre o valor inicial e final de volume registado no aparelho fornece o volume utilizado na

projecção. A Tabela 4.9 apresenta os resultados obtidos para a relação a/c.

Tabela 4.9 - Relação a/c obtida para as composições estudadas.

Volume de água [m3] Volume de betão [m3] Cimento [kg] Relação a/c

BR 0,07995 0,500 175,00 0,46 B20 0,0668 0,410 143,50 0,47 B50 0,0880 0,500 175,00 0,50

B100 0,0876 0,500 175,00 0,50

A Tabela 4.9 mostra que se obteve menor relação a/c para menores taxas de substituição de AGN por

AGR, como era expectável, embora se tenha obtido o mesmo valor para as composições B50 e B100.

É importante relembrar a dificuldade inerente a este método, em que a sensibilidade do operador é

fundamental no controlo da relação a/c.

Antes de efectuar a projecção para o painel, é necessário realizar uma pré-projecção de modo a pre-

parar o equipamento e avaliar qualitativamente a fluidez da mistura e, dessa forma, a qualidade do

betão projectado. No caso da composição B20, observa-se na Tabela 4.11 que esta requereu menor

volume de água e quantidade de cimento, justificado pelo menor tempo utilizado por parte do operador

para afinar o equipamento de projecção.

4.2.2. Perdas por ricochete

O processo de projecção de betão apresenta como um dos principais inconvenientes a perda de agre-

gados grossos devido ao ricochete. Este fenómeno é responsável por alterações nas propriedades em

estado endurecido, sendo um parâmetro importante a avaliar.

De modo a determinar as perdas por ricochete nas projecções efectuadas, procedeu-se à recolha e

posterior pesagem do material expelido pela máquina de projecção mas que não ficou aderido ao pai-

nel. A Tabela 4.10 apresenta a massa recolhida em cada composição.

Tabela 4.10. Perdas por ricochete registadas em cada composição.

Perdas por ricochete [kg] Massa total [kg] Perdas por ricochete [%]

BR 210 770,01 27,27 B20 162 768,25 21,09 B50 200 765,22 26,14

B100 140 732,77 19,11

54

À excepção das perdas obtidas para a composição B20, verifica-se na Figura 4.2 que a incorporação

de ARGB permite reduzir as perdas por ricochete até cerca de 34%, mostrando-se um bom indicador

da utilização deste tipo de agregados em betão projectado. Em termos de desempenho mecânico,

pode-se esperar com estes resultados que a perda de resistência entre composições não seja tão

acentuada em comparação com betão não projectados. O motivo conducente à redução das perdas

por ricochete deve-se às características dos AR, nomeadamente menor massa volúmica e maior rugo-

sidade, permitindo melhor coesão à superfície. Embora este tipo de agregado apresente maior capaci-

dade de absorção de água, o facto do contacto com a água se estabelecer apenas no instante da

projecção, por se tratar de um processo por via seca, conduz a que não seja essa a principal razão

para a obtenção de menores perdas por ricochete. Quanto ao resultado da composição B20, a variação

obtida pode ter tido origem em variações no processo de projecção. Por exemplo, a posição e o ângulo

em que o betão é projectado face à normal à superfície de projecção, neste caso, o painel, influencia a

quantidade de perdas por ricochete. Armelin et al. (1997) referem que um menor ângulo de projecção

está associado a menores perdas por ricochete.

Figura 4.2 - Variação da percentagem de perdas por ricochete com a taxa de incorporação de ARGB.

Comparando com outros autores, Chan (1998) efectuou projecções por via seca, obtendo perdas por

ricochete em composições BR e B100 respectivamente de 25 e 21%. Já Burns (2008), num processo

por via húmida, obteve valores entre 12 e 16% apenas com agregados naturais.

4.3. Desempenho mecânico dos betões em estado endurecido

4.3.1. Aderência pull-off

A avaliação da aderência é de enorme relevância no estudo do betão projectado. A garantia do desem-

penho mecânico do betão projectado requer que a aderência ao substrato esteja assegurada. O estudo

desta propriedade tem aplicações directas, nomeadamente em túneis, em que se pretende que o betão

projectado em idades jovens mantenha adesão à rocha à medida que esta se deforma devido ao pro-

cesso de escavação.

y = -0,0006x + 0,2594R² = 0,44

15.00%

20.00%

25.00%

30.00%

0 20 40 60 80 100

Perd

as p

or

rico

ch

ete

[%

]

% ARGB

55

A Tabela 4.11 apresenta os resultados de resistência ao arrancamento para cada composição. No

anexo I, encontram-se os diversos modos de arrancamento registados. Obteve-se diversos casos de

rotura por parte da cola epóxida, que não foram considerados válidos.

Tabela 4.11. Tensão de arrancamento do betão projectado ao substrato para cada composição.

Ft [kN] σt [MPa]

BR 0 2,18 1,11 B20 20 2,11 1,08 B50 50 2,17 1,11

B100 100 2,23 1,14

Observa-se que a composição com total substituição de AN por AR registou maior aderência ao substrato

face às restantes composições (Figura 4.3). Era esperado que as composições B20 e B50 também apre-

sentassem maior valor de arrancamento que o BR devido às propriedades dos ARGB, cuja maior rugosi-

dade e capacidade de absorção de água permite maior coesão ao substrato, embora nesta situação os

valores obtidos sejam próximos. Ainda assim, o facto do valor do BR ser superior pode ser explicado pela

ligação entre betões apresentar melhor qualidade (Figura 4.4), face a composições com ARGB, resultante

da mistura da água com os agregados ter resultado em melhor hidratação do cimento, embora o mesmo

não tenha acontecido com a composição B100, que apresenta maior valor de tensão de arrancamento. Com

os resultados obtidos é possível concluir que não há tendência evidente entre a aderência a incorporação

de ARGB, o que se reflecte no coeficiente de determinação obtido, R2, ser igual a 0,515. Não obstante, os

valores obtidos para a resistência são superiores aos referidos em ACI 506R-05 (2005), de 1,0 MPa, inse-

rindo-se na categoria de betões bem compactados e com superfícies correctamente tratadas.

Figura 4.3 - Variação da tensão de arrancamento com a taxa de incorporação de ARGB.

Comparativamente a outros autores, os resultados obtidos enquadram-se na gama de valores de outras

campanhas experimentais. Santos (2011) obteve resistências ao arrancamento situadas entre 0,25 e

1,12 MPa em betões projectados por via seca apenas com agregados naturais, enquanto Seymour et

al. (2011) obtiveram, após 90 dias de cura, um valor médio de tensão de 1,58 MPa, o que, embora

notoriamente superior ao obtido para o BR na presente campanha experimental, corresponde a uma

idade mais avançada.

y = 0,0004x + 1,0898R² = 0,52

0.95

1.00

1.05

1.10

1.15

0 20 40 60 80 100

σt[M

Pa]

AGRB [%]

56

Figura 4.4 - Exemplos de rotura por arrancamento na ligação entre betões (BR; B20; B50).

4.3.2. Resistência à compressão

Após extracção das carotes, estas foram colocadas na câmara de cura húmida até à data de ensaio.

O ensaio de resistência à compressão decorreu aos 7, 28 e 56 dias. A capacidade resistente dos vários

provetes sob tensão uniforme foi obtida como previsto na norma NP EN 12390-3. No Anexo J, encon-

tram-se registados os valores obtidos para a resistência à compressão nas carotes estudadas.

A resistência à compressão depende da ligação entre a pasta cimentícia e os agregados, assim como

da porosidade, tratando-se de um indicador da qualidade do betão. Esta propriedade, na maioria das

situações, apresenta correlação evidente com as restantes propriedades mecânicas.

Na presente campanha experimental, pretendeu-se uniformizar as dimensões das carotes as ensaiar,

de modo a minimizar a influência da relação diâmetro / altura nos resultados. Ainda assim, não foi

possível, na maioria das situações, utilizar carotes com a mesma altura, o que se deveu a zonas do

painel onde os primeiros centímetros de betão projectado junto ao substrato tinham pior qualidade em

termos de ligação pasta-agregados, como a Figura 4.5 b) mostra. Essa zona foi cortada com máquina

de corte de modo a tentar obter um modo de rotura satisfatório, como o da Figura 4.5 a). O corte das

faces superior e inferior das carotes, que tem como intuito alisá-las, também reduziu a sua altura. Deste

modo, obtiveram-se carotes com diâmetro de 98 mm e alturas variáveis entre 90 e 70 mm.

Como referido, os resultados em carotes com relação altura / diâmetro igual ou inferior à unidade são

comparáveis aos resultados em cubos. De acordo com Neville (1993), a comparação com cubos deve-

se ao facto de, em provetes cuja relação altura / diâmetro é inferior a 1,5, a resistência aumentar consi-

deravelmente como consequência do efeito de restrição provocado pelo atrito desenvolvido entre a face

do provete e o prato da máquina (Figura 4.6), pois a face do provete é rugosa e não perfeitamente plana.

Figura 4.5 - a) Exemplo de rotura satisfatória; b) Exemplo de rotura insatisfatória

57

Embora a altura das carotes seja variável, é possível estimar a resistência em cubos com base na

expressão da Concrete Society (1976), que tem em consideração a relação diâmetro / altura das carote

(Figura 4.6) e que se traduz por:

𝒇𝒄𝒎.𝒄𝒖𝒃𝒐 =𝑫

(𝟏,𝟓+𝟏/𝝀)𝒇𝒄𝒎,𝒄𝒂𝒓𝒐𝒕𝒆 (4.1)

em que,

▪ 𝝀 - relação altura/diâmetro da carote;

▪ 𝑫 - coeficiente que depende da direcção em que a carote é extraída, igual a 2,3 se a extracção

se efectuar na vertical, caso das lajes;

▪ 𝒇𝒄𝒎.𝒄𝒖𝒃𝒐 - resistência à compressão média estimada em cubos, em MPa;

▪ 𝒇𝒄𝒎,𝒄𝒂𝒓𝒐𝒕𝒆 - resistência à compressão média em carotes, em MPa.

Figura 4.6 - Influência da razão altura / diâmetro na resistência de cilindros (Neville, 1993).

A Figura 4.7 mostra os valores da resistência média à compressão equivalente em cubos, a partir do

obtidos nas carotes das diversas composições que se encontram no Anexo J, aos 7, 28 e 56 dias.

Também aí se encontram as variações, DBR, na resistência face ao betão de referência correspondente,

assim como o desvio padrão, DP, representados na Tabela 4.12.

Figura 4.7 - Variação da resistência à compressão média equivalente em cubos com a percentagem de ARGB.

y = -0,0963x + 36,248R² = 0,95

y = -0,0432x + 18,354R² = 0,99

y = -0,0983x + 41,05R² = 0,82

0.00

5.00

10.00

15.00

20.00

25.00

30.00

35.00

40.00

45.00

50.00

0 20 40 60 80 100

f cm

,cu

bo

s [M

Pa]

% AGRB

fcm,28 [MPa]

fcm,7 [MPa]

fcm,56 [MPa]

58

Tabela 4.12 - Resistência à compressão média equivalente em cubos para as diferentes composições.

%AGRB fcm,7 [MPa] Sd DBR [%] fcm,28 [MPa] Sd DBR [%] fcm,56 [MPa] Sd DBR [%]

0 18,27 1,50 - 37,18 2,43 - 43,24 1,52 - 20 17,72 1,54 -3% 33,83 2,97 -9% 36,58 2,00 -15% 50 15,99 3,69 -12% 30,35 3,30 -18% 35,77 3,43 -17% 100 14,09 0,43 -23% 27,25 4,71 -27% 31,91 3,26 -26%

Verifica-se, na Tabela 4.12, que se obteve menores valores de resistência à compressão à medida que

se aumentou a substituição de AGN por AGR, o que era esperado devido ao facto de as relações a/c

obtidas para composições com maior incorporação de AGR serem superiores, à excepção do B50 que

teve a mesma relação a/c que o B100.

O ensaio de resistência à compressão aos 7 dias é de particular importância no estudo da viabilidade da

adopção de uma solução de betão projectado com agregado reciclados em túneis em que se pretende

que o suporte apresente valores de resistência mínimas para idades inferiores aos 28 dias, como é habi-

tual nos betões convencionais. O facto de se ter obtido resistências aos 7 dias próximas de metade das

obtidas aos 28 dias pode ser explicado através do processo de extracção de carotes. A extracção efec-

tuou-se a partir do quinto dia após projecção, possibilitando a propagação de micro-fendas de forma mais

acentuada. De acordo com o Concrete Institute of Australia (2010), ensaios de resistência em carotes

com idades jovens, como aos 7 dias, são na maioria das vezes inadequados. Recomenda-se nessas

situações métodos indirectos como o método do penetrómetro, cujo princípio assenta na relação inversa-

mente proporcional entre a profundidade de penetração e a resistência à compressão.

A máxima redução de resistência à compressão numa substituição total de AGN por AGR situou-se entre

20 e 30% para as idades em estudo. Observa-se também que o desvio padrão aumenta com a taxa de

incorporação de agregados reciclados. Isto permite concluir que a utilização de agregados reciclados está

associada a maior dispersão de valores nesta propriedade, podendo-se também concluir que os painéis

com a composição BR apresentam maior uniformidade para a propriedade em questão.

Chan (1998) obteve uma redução de 56% no processo de projecção por via seca, embora a substituição

de AN por AR tenha sido efectuada tanto nos agregados grossos como nos finos, justificando assim o

valor de redução substancialmente elevado.

Comparando com autores que analisaram betões correntes, Ferreira et al. (2011) obteve menores per-

das, registando 17% em betões com 100% de incorporação de ARGB, enquanto Kou et al. (2004),

recorrendo a cura húmida por imersão em água, e Soares et al. (2015) obtiveram respectivamente até

25 e 28% em perdas de resistência à compressão. A Figura 4.8 apresenta a variação de resistência à

compressão com a taxa de incorporação de ARGB para diversos autores.

59

Figura 4.8 - Relação da resistência à compressão com a incorporação de ARGB em outras campanhas experimentais.

Face aos resultados obtidos na propriedade em análise (Tabela 4.13), é conveniente determinar a

classe de resistência obtida, com o intuito de possível aplicação a um caso real. A resistência à com-

pressão característica é obtida a partir da resistência média obtida em ensaios:

𝑓𝑐𝑘 = 𝑓𝑐𝑚 − 𝜆 𝑆𝑑 (4.2)

em que,

▪ 𝑓𝑐𝑘 - resistência à compressão característica, em MPa;

▪ 𝑓𝑐𝑚 - resistência à compressão média, em MPa;

▪ 𝜆 - parâmetro que depende do número de ensaios, tendo-se adoptado o valor recomendado

por Nepomuceno (1999) para elevado número de ensaios, 1,64;

▪ 𝑆𝑑 - desvio padrão das amostras, em MPa.

Tabela 4.13 - Valores da resistência à compressão característica para cada composição.

fcm,28 [MPa] Sd [MPa] fck [MPa]

BR 37,18 2,43 33,19 B20 33,83 2,97 28,96 B50 30,35 3,30 24,94

B100 27,25 4,71 19,53

Em termos de evolução da propriedade com o tempo, ocorreu em todas as composições um aumento

mais acentuado entre 7 e 28 dias, concordante com maior endurecimento do betão que se espera obter

nessa fase, resultante das reacções de hidratação do cimento. É também visível que, entre 28 e 56 dias,

o B20 apresenta variação da propriedade de 8,12%, em comparação com as composições B50 e B100

que aumentam respectivamente 17,85% e 17,07%, traduzindo uma hidratação do cimento mais lenta.

Por outras palavras, a estabilização do valor de resistência tende a ocorrer a uma idade mais avançada

do que no caso do B20, como se observa na Figura 4.9.

0.30

0.40

0.50

0.60

0.70

0.80

0.90

1.00

0 20 40 60 80 100

f cm

,28,B

AR/f

cm

,28,B

R

%ARGB

Duarte (2018)

Ferreira (2007)

Kou et al (2004)

Chan(1998)

60

Figura 4.9 - Evolução da resistência à compressão com o tempo para cada composição.

De modo a avaliar o comportamento do betão projectado com e sem incorporação de ARGB, compara-

se os resultados obtidos com os previstos usando a norma NP EN 1992-1 (2010), com base na expres-

são (4.3) que apresenta a variação da resistência à compressão média com a idade do betão, aplicada

correntemente em betões não projectados (Tabela 4.14).

𝑓𝑐𝑚(𝑡) = 𝑒𝑥𝑝 {𝑠 [1 − (28

𝑡)

1/2

]} 𝑓𝑐𝑚,28 (4.3)

em que,

▪ 𝑓𝑐𝑚 - resistência à compressão média para uma certa idade, t, em MPa;

▪ s - parâmetro que depende do tipo de cimento utilizado, neste caso 0,20;

▪ t - idade do betão, em dias;

▪ 𝑓𝑐𝑚,28 - resistência à compressão média aos 28 dias, em MPa.

Tabela 4.14 - Comparação com o EC2 da variação da resistência à compressão média com a idade do betão.

fcm,7 [MPa]

fcm,7,previsto,EC2 [MPa]

Variação face à previ-são [MPa]

fcm,28 [MPa]

fcm,56 [MPa]

fcm,56,previsto,EC2 [MPa]

Variação face à previ-são [MPa]

BR 18,27 30,44 -12,17 37,18 43,24 39,42 3,81 B20 17,72 27,70 -9,98 33,83 36,58 35,87 0,71 B50 15,99 24,85 -8,86 30,35 35,77 32,18 3,59

B100 14,09 22,31 -8,22 27,25 31,91 28,90 3,01

É possível observar na Tabela 4.14 que a variação entre os resultados obtidos aos 56 dias e os espe-

rados chega a um máximo de 3,81 MPa, (ou seja, cerca de 9%), sendo que na composição B20 a

diferença é de apenas 0,71 MPa (inferior a 2%). Ainda assim, ocorrem diferenças substanciais aos 7

dias, em que os valores experimentais são bastante inferiores aos previstos, reforçando a ideia de que

o betão projectado apresenta um endurecimento mais lento. Pensa-se que tal será consequência do

processo de projecção por via seca, que é responsável por uma mistura da água com os agregados e

cimento menos eficiente do que num betão não projectado. Verifica-se, portanto, que a expressão re-

ferida, embora permita uma boa aproximação em idades mais avançadas do betão projectados por via

seca com e sem ARGB, em idades mais jovens, como aos 7 dias, não tem em consideração o lento

endurecimento consequente do processo de projecção, reflectindo assim uma evolução da resistência

irrealista. Sugere-se uma função do tipo y=axb, com “a” e “b” constantes, que confere melhor aproxima-

ção aos dados obtidos, como se apresenta na Tabela 4.15 para cada composição:

0.00

5.00

10.00

15.00

20.00

25.00

30.00

35.00

40.00

45.00

50.00

0 7 14 21 28 35 42 49 56 63

f cm

,cu

bo

s[M

Pa]

Idade [dias]

BR

B20

B50

B100

61

Tabela 4.15 - Expressões recomendadas para variação da resistência à compressão média com a idade.

Expressão R2

BR fcm = 8,177t0,428 0,97 B20 fcm = 9,013t0,365 0,95 B50 fcm = 7,541t0,398 0,98

B100 fcm = 6,572t0,405 0,98

em que,

▪ fcm - resistência à compressão média para uma certa idade t, em MPa;

▪ t - idade do betão, em dias.

4.3.3. Resistência à tracção por compressão diametral

A tensão de rotura à tracção por compressão diametral é afectada pelos mesmos parâmetros que con-

dicionam a resistência à compressão. Um dos que tem importância acrescida nesta propriedade é a

qualidade da ITZ, ou seja, da ligação da pasta ao agregado. Como os ARGB apresentam maior rugo-

sidade e capacidade de absorção de água face aos AGN, podem ligar-se mais eficientemente à pasta

de cimento, podendo formar melhor ITZ, como se verificou nas campanhas experimentais de Evange-

lista e Brito (2014) e Bravo et al. (2015). Assim, é esperado menor redução do valor desta propriedade

comparativamente com a resistência à compressão.

O ensaio de resistência à tracção por compressão diametral permitiu obter valores médios para os

betões BR, B20, B50 e B100 respectivamente de 3,33, 3,10, 3,01 e 2,84 MPa (Tabela 4.16). Verifica-

se, portanto, que o betão de referência apresenta maior valor de resistência à tracção.

Como se pode observar na Figura 4.10, a máxima perda de resistência à tracção foi de 15%, e a redu-

ção da resistência de B20 para B50 foi de cerca de 3%. Assim, pode-se concluir que a incorporação de

ARGB apresenta reduzida influência nesta propriedade, com as diferentes composições a apresenta-

rem valores próximos.

Tabela 4.16 - Resultados da resistência à tracção por compressão diametral para cada composição.

%AGRB fctm [MPa] Sd [MPa] DBR [%]

0 3,33 0,34 - 20 3,10 0,52 -7% 50 3,01 0,50 -10%

100 2,84 0,17 -15%

Esta conclusão é semelhante à de outras investigações envolvendo betão com agregados reciclados, tais

como Di Niro et al. (1998) e Pereira (2002), que referem que a incorporação de ARGB é mais significativa

na resistência à compressão, com reduções apenas de 20 a 30% na resistência à tracção, embora não

sejam betões projectados. Ainda assim, refira-se que em outras campanhas experimentais, em que se ana-

lisaram betões com agregados reciclados, obtiveram-se valores de R2 extremamente reduzidos, como Et-

xeberria et al. (2007), Fonseca et al. (2011) e Malesev et al. (2014), como se observar na Figura 4.11.

Chan (1998) obteve uma redução de resistência à tracção de betão projectado por via seca com total subs-

tituição de AN por AR de betão aos 28 dias igual a 47%. Ainda assim, o autor observou maior redução na

resistência à compressão, comprovando a menor influência para esta propriedade.

62

Figura 4.10 - Relação da resistência à tracção por compressão diametral com a taxa de incorporação de ARGB[%].

Figura 4.11 - Comparação da variação da resistência à tracção com incorporação de AR face a diversos autores.

Uma análise comparativa face aos resultados obtidos entre diversos autores permite observar que, em

certas situações, a propriedade de resistência à tracção melhorava. Tal pode ser explicado pela me-

lhoria da ligação da pasta de cimento aos agregados, ITZ, que é usualmente a zona onde ocorre a

rotura do provete. Quanto ao presente caso de estudo, confirma-se uma tendência de menor valor da

propriedade com a incorporação de ARGB, consistente com a maior relação a / c das composições

com ARGB e menor resistência dos mesmos.

Um tipo de análise recorrente na avaliação do desempenho mecânico de betões é a variação da resis-

tência à tracção média com a resistência à compressão média. Parte dos autores aceita uma correlação

não linear entre estas duas propriedades do tipo fctm=afcmb, em que a e b são constantes, sendo habitual

o valor de b se situar entre 1/3 e 2/3 (Tabela 4.17). Verifica-se na Figura 4.12 que uma regressão desse

tipo é muito boa no presente estudo, correspondendo a um coeficiente de determinação, R2, de 0,9713,

comprovando que em betões projectados com agregados reciclados a relação entre fctm e fcm pode ser

representada por uma função potência.

y = -0,0045x + 3,26R² = 0,91

2.60

2.70

2.80

2.90

3.00

3.10

3.20

3.30

3.40

3.50

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

f ctm

[MP

a]

ARGB [%]

0.40

0.50

0.60

0.70

0.80

0.90

1.00

1.10

1.20

1.30

0 20 40 60 80 100

f ctm

,BA

R/f

ctm

,BR

ARGB [%]

Etxeberria (2007)

Fonseca (2009)

Duarte (2018)

Malesev et al. (2014)

Soares (2014)

63

Figura 4.12 - Variação dos valores médios da resistência à tracção com a resistência à compressão.

Tabela 4.17 - Correlações fctm-fcm obtidas por outros autores.

Expressão

ACI 318-02 (2002) fctm = 0,49fcm0,50

Xiao et al. (2006) fctm = 0,24fcm0,65

Bravo et al. (2015) fctm = 0,27fcm2/3

Presente trabalho fctm = 0,57fcm0,49

A expressão obtida na presente campanha experimental aproxima-se da recomendada por parte do

ACI 318-02 (2002), embora de acordo com Neville (1993) o expoente associado a essa correlação seja

mais baixo do que deveria (Figura 4.13), por corresponder à sobrestimação da resistência à tracção

para valores baixos de resistência à compressão. Xiao et al. (2006) apresentou um valor de R2, entre

as diversas campanhas analisadas de betões correntes incorporando agregados reciclados de betão,

igual a 0,85 para a relação entre ambas as propriedades revelando-se um bom valor. Quanto a Bravo

et al. (2015), analisaram betões com diferentes composições incorporando AR de RCD com diferentes

origens, obtendo uma correlação aceitável de valor 0,64.

4.3.4. Velocidade de propagação dos ultra-sons

Esta propriedade permite avaliar a qualidade e homogeneidade do betão, sendo correlacionável com a

resistência à compressão e com o módulo de elasticidade, de modo a que um betão com maior veloci-

dade de propagação de ultra-sons reflecte indirectamente uma melhor qualidade por conter menor vo-

lume de vazios e, como tal, melhores propriedades mecânicas.

A velocidade de propagação das ondas ultra-sónicas, Vus, é obtida como o quociente entre a distância que

o impulso percorre e o tempo de propagação das ondas ultra-sónicas entre as duas extremidades da carote.

O ensaio foi realizado como descrito na EN12504-4, após 28 dias da projecção.

Tabela 4.18 - Resultados da velocidade de propagação de ultra-sons para as diferentes composições.

%AGRB vus [kms-1] DBR [%]

0 4,82 - 20 4,79 -0,45 50 4,54 -5,66

100 4,48 -6,97

Observa-se, na Tabela 4.18, menores velocidades nas composições que incorporam maior taxa de agre-

gados reciclados, consequência de a pasta de cimento aderida aos AR apresentar maior porosidade face

à situação com AN. É também visível que os valores obtidos para BR e B20 são muito próximos, com

y = 0,5658x0,4877

R² = 0,97

2.80

2.90

3.00

3.10

3.20

3.30

3.40

25.00 30.00 35.00 40.00

f ctm

[MP

a]

fcm [MPa]

B50

B20

BR

B100

64

uma diferença de apenas 0,45%, comprovando que este nível de incorporação não trouxe consequências

relevantes à qualidade do betão. A Figura 4.13 demonstra a relação entre a velocidade de ultra-sons e a

taxa de substituição de AN por ARGB.

Figura 4.13 - Variação da velocidade de propagação de ultra-sons com a taxa de incorporação de ARGB.

É possível efectuar a comparação com outros autores que efectuaram estudos com betão não projec-

tado com incorporação de agregados reciclados. Santos et al. (2015) obtiveram reduções máximas da

ordem de 8% para uma substituição total de AN por AR de origem calcária, Soares et al. (2015) obteve

6% e Kou et al. (2012) fixaram a redução em 8%. É possível verificar que a redução da velocidade é

menos acentuada em betões projectados, o que é justificável pelo facto de se adoptar agregados de

menores dimensões, reflectindo-se numa menor diferença de porosidade entre composições e, assim,

menor diferença de velocidade de ultra-sons.

É evidente que, como a distribuição de agregados e de pasta varia ao longo do comprimento da carote, a

velocidade também varia, sendo correlacionável com o conteúdo de agregados presente na mistura, assim

como com o módulo de elasticidade da mesma. Assim, é possível correlacionar a velocidade de propagação

de ultra-sons com o módulo de elasticidade, embora o mesmo não se possa afirmar quanto à resistência à

compressão. De acordo com Neville (1993), não existe relação evidente entre a resistência à compressão

e a velocidade de propagação de ultra-sons devido ao facto de o teor de agregados e o seu módulo de

elasticidade não terem influência tão notória nessa propriedade. Não obstante, dentro de certas limitações,

existe a possibilidade de comparar ambas as propriedades, como por exemplo se a relação a/c entre com-

posições se alterar, o que tem como consequência a modificação das propriedades da pasta de cimento

endurecida, concomitantemente afectando o módulo de elasticidade e a resistência à compressão. Nas

composições estudadas, B50 e B100 apresentam a mesma relação a/c. Ainda assim, note-se que a propor-

ção de AR nas misturas é substancialmente diferente, permitindo relacionar a resistência à compressão

com a velocidade de propagação de ultra-sons, como se apresenta na Figura 4.14.

y = -0,0037x + 4,815R² = 0,87

4.30

4.40

4.50

4.60

4.70

4.80

4.90

5.00

0 20 40 60 80 100

Vu

s[k

ms

-1]

ARGB [%]

65

Figura 4.14 - Relação entre a velocidade de propagação de ultra-sons e a resistência à compressão média.

Observa-se que, neste estudo, a velocidade de ondas ultra-sónicas é linearmente correlacionável com a

resistência à compressão, obtendo-se um bom valor de coeficiente de determinação, com R2 superior a

0,90. A correlação observável resulta do facto de os ARGB influenciarem directamente a resistência à com-

pressão, resultando em reduções até cerca de 30%, como referido.

É também habitual correlacionar a velocidade de propagação de ultra-sons com a massa volúmica seca. A

Figura 4.15 representa a variação obtida para a velocidade de propagação de ultra-sons em função da

massa volúmica seca, obtendo-se uma correlação linear entre ambas as propriedades com R2 igual a 0,97.

Soares et al. (2015) e Rao et al. (2011) obtiveram coeficientes de determinação respectivos de 0,87 e 0,90,

comprovando a evidente relação entre ambas as propriedades.

Figura 4.15 - Relação entre a velocidade de propagação de ultra-sons e a massa volúmica seca.

4.3.5. Módulo de elasticidade

A relação entre a tensão actuante de um certo material e a sua deformação instantânea traduz o módulo

de elasticidade, de modo que um material mais deformável está associado a menor módulo de elastici-

dade. Esta é uma das principais propriedades utilizadas para caracterizar o comportamento real do betão

e tem aplicações directas em cálculo estrutural. É sabido que a composição do betão apresenta uma

relação intrínseca com o módulo de elasticidade. Factores como a porosidade, qualidade da ligação da

pasta de cimento aos agregados, assim como as propriedades mecânicas dos agregados, influenciam

fortemente a deformabilidade do material.

y = 0,038x + 3,4381R² = 0,90

4.40

4.45

4.50

4.55

4.60

4.65

4.70

4.75

4.80

4.85

4.90

25.00 30.00 35.00 40.00

Vu

s[k

ms

-1]

fcm,28 [MPa]

y = 0,0056x - 7,4913R² = 0,97

4.35

4.40

4.45

4.50

4.55

4.60

4.65

4.70

4.75

4.80

4.85

2120 2130 2140 2150 2160 2170 2180 2190 2200

Vu

s [km

s-1

]

Massa volúmica seca [kg/m3]

B100

B50

B20

BR

B20 BR

B50

B100

66

O módulo de elasticidade secante foi obtido a partir da curva de tensão-deformação. Com base no valor de

carga a 30% do valor de rotura, F30%, e no deslocamento correspondente, δ30%, obtém-se o módulo de

elasticidade secante preconizado no Eurocódigo 2, usando a expressão (4.4).

𝐄𝐜 =𝝈𝟑𝟎%

𝜺𝟑𝟎%=

𝐅𝟑𝟎%/𝐀

𝛅𝟑𝟎%/𝑳 (4.4)

A Tabela 4.19 apresenta os valores obtidos para o módulo de elasticidade para cada composição em

estudo, assim como a redução do valor da propriedade em análise por comparação com o betão de

referência, DBR. A Figura 4.16 representa a variação do módulo de elasticidade secante com a incorpo-

ração de ARGB. Observa-se uma redução no valor do módulo de elasticidade secante ao incrementar

a taxa de substituição de AGN por ARGB.

Tabela 4.19 - Resultados do módulo de elasticidade secante para cada composição.

%AGRB Ecm [GPa] DBR [%] Sd [GPa]

0 26,14 - 1,02 20 25,41 -2,79 0,87 50 24,34 -6,88 1,79

100 18,08 -30,84 1,57

Figura 4.16 - Variação do módulo de elasticidade secante médio com a taxa de incorporação de ARGB.

Os resultados da Tabela 4.19 são concordantes com o facto de o módulo de elasticidade do betão

diminuir devido às propriedades do ARGB, que se traduzem em maior absorção de água, porosidade

e pasta endurecida, resultando num betão com maior deformabilidade. A consequência é o aumento

da deformabilidade e diminuição do módulo de elasticidade, que se torna evidente para uma taxa de

substituição superior a 50%.

Em comparação com outros autores (Figura 4.17), é visível que a adopção de ARGB em betão projec-

tado conduz a maiores reduções no módulo de elasticidade. Chan (1998) obteve reduções no processo

por via seca de 52% face ao BR, embora tenha também efectuado substituição ao nível dos finos,

prejudicando ainda mais a propriedade em questão. Outros autores como Etxeberria et al. (2007), Fer-

reira et al. (2011) e Fonseca et al. (2011), que estudaram betões não projectados nas correspondentes

campanhas experimentais, obtiveram reduções máximas ao nível do módulo de elasticidade respecti-

vamente de 14,74%, 20,51% e 21,93%, que traduzem reduções substancialmente inferiores face à

presente campanha experimental, de 30,84%.

y = -0,0812x + 26,937R² = 0,92

12.60

17.60

22.60

27.60

32.60

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Ecm

[GP

a]

ARGB [%]

67

Figura 4.17 - Variação do módulo de elasticidade secante comparando diversos autores.

As maiores reduções nesta propriedade devem-se à granulometria dos agregados adoptados. A dimensão

máxima de agregados utilizados foi de 12,5 mm, de modo a minimizar efeitos de perda por ricochete, o que

é claramente inferior aos valores adoptados pelos restantes autores. Os agregados desempenham uma

função importante na deformabilidade do betão, pois esta depende da porosidade dos agregados. Ora,

como referido, agregados com menores dimensões estão associados a maior porosidade, resultando assim

em menor módulo de elasticidade. Outro factor importante para explicar os menores valores de módulo de

elasticidade obtidos, face a betões não projectados, é uma porção dos agregados grossos se perder por

ricochete ao incidir no substrato, sendo que no caso da composição BR se perdeu acima de 27% de material

por este efeito, incluindo agregados grossos.

É recorrente correlacionar as propriedades de módulo de elasticidade secante e resistência à compres-

são, sendo a relação habitual que estabelece do tipo y=axb. O Eurocódigo 2 também sugere este tipo

de correlação entre ambas as propriedades. A partir da Figura 4.18, é possível verificar que uma cor-

relação do tipo y=axb permite obter uma correlação aceitável, com valor de R2 superior a 0,77.

Figura 4.18 - Relação entre o módulo de elasticidade secante e a resistência à compressão média aos 28 dias.

Face aos resultados obtidos do módulo de elasticidade secante, pode-se comparar com o módulo de

elasticidade dinâmico (Anexo P), de modo a averiguar a legitimidade de se obter o módulo de elastici-

dade de betões projectados com ARGB com ensaios não destrutivos. Os valores médios do módulo de

elasticidade dinâmico de cada composição encontram-se no Anexo P.

Com base nos resultados presentes no Anexo P, pode-se concluir que não é viável estimar o módulo

0.40

0.50

0.60

0.70

0.80

0.90

1.00

0 20 40 60 80 100

Ec,B

AG

R/E

c,B

R

% ARGB

Duarte (2018)

Etxeberria (2007)

Ferreira (2007)

Fonseca (2009)

Chan (1998)

y = 7,4613(x/10)1,1165

R² = 0,78

15.00

17.00

19.00

21.00

23.00

25.00

27.00

29.00

25.00 27.50 30.00 32.50 35.00 37.50 40.00

Ecm

[GP

a]

fcm,28 [MPa]

B100

B50 B20

BR

68

de elasticidade em betões projectados com agregados reciclados com base apenas em ensaios não

destrutivos, consequência do coeficiente de determinação não ser suficientemente elevado, na relação

entre o módulo de elasticidade secante e o dinâmico, sendo nesta situação próximo de 0,67. Não obs-

tante, é evidente uma relação entre o módulo de elasticidade dinâmico e a incorporação de ARGB,

obtendo-se um R2 de cerca de 0,87, como presente no Anexo Q.

4.3.6. Resistência à abrasão

A avaliação da resistência ao desgaste efectuou-se com recurso à norma DIN52108 (2007), analisando-

se três provetes por composição. No anexo N, encontram-se as medições da perda de espessura em

cada provete. Uma síntese dos resultados encontra-se na Tabela 4.20.

Tabela 4.20 - Resultados obtidos para a resistência ao desgaste em cada composição.

ΔL [mm] ΔL [%] DBR [%] Sd [mm]

0 5.14 8.13% 0.00% 0.61 20 4.82 7.49% -7.93% 0.41 50 5.01 7.73% -4.94% 0.41

100 4.62 7.06% -13.13% 0.14

É visível na Figura 4.19 que a incorporação de ARGB resultou na redução da perda de espessura, ou

seja, aumento da resistência à abrasão, à excepção da composição B50 que obteve maior perda de

espessura face ao B20. Observa-se que a taxa de incorporação total de ARGB se reflecte num aumento

de resistência ao desgaste correspondente a 13% de espessura comparativamente ao BR. O valor de R2

obtido de 0,7317 confirma uma correlação aceitável entre a resistência à abrasão e a taxa de incorporação

de ARGB. O aumento da resistência pode estar relacionado com a composição dos ARGB, que apresen-

tam maior rugosidade e porosidade, conferindo maior aderência ao betão relativamente aos ANG, esta-

belecendo-se melhor ligação entre a pasta de cimento e os AGRB.

Figura 4.19 - Variação da resistência à abrasão [%] com a taxa de incorporação de ARGB.

Bravo et al. (2015) analisou a resistência à abrasão em betões com AR finos e grossos de diferentes

composições e concluiu que o principal factor que influencia os resultados da resistência à abrasão é

a dimensão dos agregados reciclados utilizados. Na referida investigação, obtiveram-se aumentos com

a utilização de AR grossos até 15%, independentemente da origem dos AR. Fonseca et al. (2011),

embora tenha concluído que esta propriedade melhora ao incorporar ARGB, não obteve uma correla-

ção evidente entre ambas. Ainda assim, Ceia et al. (2016) observou uma correlação mais evidente

y = -9E-05x + 0,0798R² = 0,73

6.90%

7.10%

7.30%

7.50%

7.70%

7.90%

8.10%

8.30%

0 20 40 60 80 100

ΔL

[%

]

% ARGB

69

entre ambas as variáveis, obtendo uma correlação linear com valor de R2 igual a 0,73, valor aceitável.

4.4. Avaliação do uso de betões projectados com ARGB em túneis


A convergência-confinamento é um método simplificado que permite analisar a interacção entre o su-

porte e o terreno. Carranza-Torres (2000) apresenta uma metodologia de cálculo válida para túneis

profundos em maciços rochosos. Nesta metodologia, o suporte é modelado com um comportamento

elástico-perfeitamente plástico. As características mecânicas do suporte são caracterizadas pela ten-

são máxima, psmáx, que define o início do patamar plástico do suporte, e a rigidez elástica radial do

mesmo, Ks. As expressões (4.5), (4.6) e (4.7) permitem obter a curva característica do suporte. A Figura

4.20 apresenta o formato do problema, com as principais variáveis representadas.

Figura 4.20 - Representação do avanço do túnel e secção transversal correspondente.

Figura 4.21 - Modelo de análise da secção trans-versal do túnel (Carranza-Torres, 2000).

𝑝𝑠 = 𝐾𝑠𝑢𝑟 (4.5)

𝑝𝑠

𝑚á𝑥 =𝑓𝑐𝑑

2𝑓𝑝𝑠 =

𝑓𝑐𝑑

2[1 −

(𝑅 − 𝑡𝑐)2

𝑅2]

(4.6)

𝐾𝑠 =𝐸𝑐

(1 − 𝜈𝑐)𝑅𝑓𝑘 =

𝐸𝑐

(1 − 𝜈𝑐)𝑅

𝑅2 − (𝑅 − 𝑡𝑐)2

(1 − 2𝜈𝑐)𝑅2 + (𝑅 − 𝑡𝑐)2 (4.7)

em que,

▪ 𝑝𝑠 - pressão a que o suporte está sujeito, em MPa;

▪ 𝑓𝑐𝑑 - tensão resistente à compressão de cálculo do suporte, em MPa;

▪ 𝑢𝑟 - deslocamento relativo do suporte, coincidente com o do solo, em mm;

▪ 𝜈𝑐 - coeficiente de Poisson do betão projectado, considerado igual a 0,25;

▪ 𝐸𝑐 - módulo de elasticidade do betão projectado, em GPa;

▪ 𝑅 - raio do anel de betão, em metros;

▪ 𝑓𝑝𝑠, 𝑓𝑘 – factores adimensionais associados, respectivamente, à resistência e à rigidez.

A curva de reacção do solo é obtida com base na solução elasto-plástica de uma abertura circular

sujeita a um campo de tensões exterior, σo, conducente à reacção do suporte nas paredes do túnel, pi,

como representando na Figura 4.21. A solução analítica utilizada na determinação da deformação do

maciço para as acções referidas é a deduzida por Carranza-Torres e Fairhust (1999), e é baseada na

70

forma geral do critério de rotura de Hoek-Brown (1980). Esta solução é válida unicamente para túneis

profundos em maciços rochosos, cujo conjunto de acções a que está sujeita se assemelha ao descrito.

Rpl refere-se à extensão da zona à volta do túnel que plastifica.

Considera-se que o maciço apresenta um comportamento elasto-plástico, em que o troço elástico é defi-

nido com base na expressão 4.8, e o troço plástico com a expressão 4.9.

𝑢𝑟𝑒𝑙 = (

𝑆𝑜 − 𝑝𝑖

2𝐺𝑟𝑚

) 𝑅 (4.8)

Em que,

▪ 𝑢𝑟𝑒𝑙 - deslocamento radial elástico do maciço;

▪ 𝑆𝑜 - tensão uniforme circundante na vizinhança do túnel;

▪ 𝑝𝑖 - pressão nas paredes do túnel

▪ 𝐺𝑟𝑚 - módulo de distorção do maciço rochoso.

𝑢𝑟𝑝𝑙

= 𝑢𝑟𝑒𝑙 {

𝐾𝜓−1

𝐾𝜓+1+

2

𝐾𝜓+1(

𝑅𝑝𝑙

𝑅)

𝐾𝜓+1

+1−2𝜈

4(𝑆𝑜−𝑃𝑖𝑐𝑟)

[𝑙𝑛 (𝑅𝑝𝑙

𝑅)]

2

− [1−2𝜈

𝐾𝜓+1

√𝑃𝑖𝑐𝑟

𝑆𝑜−𝑃𝑖𝑐𝑟 +

1−𝜈

2

𝐾𝜓−1

(𝐾𝜓+1)2

1

𝑆𝑜−𝑃𝑖𝑐𝑟] [(𝐾𝜓 + 1)𝑙𝑛 (

𝑅𝑝𝑙

𝑅) − (

𝑅𝑝𝑙

𝑅)

𝐾𝜓+1

+ 1]}

(4.9)

Em que,

▪ 𝐾𝜓 - coeficiente de dilatância;

▪ 𝑃𝑖𝑐𝑟 - pressão crítica, associado à passagem de um comportamento elástico para plás-

tico, nas paredes do túnel.

4.4.2. Viabilidade técnica de betões projectados com ARGB

Após a escavação da frente do túnel, os parâmetros fundamentais que influenciam a deformação do

maciço são a distância não suportada entre a frente e a secção onde o suporte já está instalado, o

tempo que o suporte demora a ser instalado, a rigidez do suporte e a deformabilidade do maciço ro-

choso. Colocar o suporte muito cedo conduzirá a menor deformação do maciço e maior carga instalada

no suporte em comparação com a instalação tardia do suporte.

Nesta dissertação, adopta-se o caso de estudo descrito por Carranza-Torres (2000), baseado no mé-

todo da convergência-confinamento, para avaliar a possibilidade de os betões projectados com com-

posições estudadas nesta dissertação serem utilizados em túneis (Tabela 4.21). O caso em estudo é

um túnel profundo em maciço rochoso, com secção transversal circular, e sujeito a um campo de ten-

sões uniforme, σ0, de valor 5 MPa. A distância à face, L, é igual a 2 metros.

Tabela 4.21 - Caso genérico.

R [m] σ0 [MPa] σci [MPa] L [m] tc [mm] Kψ S0 [MPa] ν Grm [GPa] Picr [MPa]

3 5 20 2 200 3 0.071 0.2 1.006 0.933

71

Tabela 4.22 - Características dos diferentes suportes adoptados.

BR B20 B50 B100

fcd [MPa] 22,13 19,31 16,63 13,02

Δfcd,BR [%] - -12,74% -24,86% -41,14%

Ec [GPa] 26,14 25,41 24,34 18,08

ΔEc,BR [MPa] - -2,81% -6,90% -30,83%

Quanto às curvas características de suporte, recorre-se aos seguintes tipos de suporte: BR, B20, B50,

B100, com respectivas taxas de substituição de ANG por ARGB de 0, 20, 50 e 100 %, e respectivos

valores de resistência à compressão e módulo de elasticidade na Tabela 4.22.

Para o caso em estudo, a Figura 4.22 representa a tensão de confinamento em função do deslocamento

radial (ou convergência). Verifica-se que a utilização dos quatro diferentes suportes é viável, pois o

ponto de equilíbrio ocorre no regime elástico destes. Observam-se maiores deslocamentos nas solu-

ções com maior introdução de ARGB, devido ao ponto de equilíbrio se estabelecer para maiores valores

de convergência, o que se explica com a menor rigidez da solução.

Figura 4.22 - Curva característica do solo e curva de reacção dos suportes para o caso de estudo.

O aumento da taxa de incorporação de agregados reciclados num betão resulta na redução da resis-

tência e rigidez do betão. Ainda assim, é possível aumentar a espessura da solução de modo a com-

pensar a redução do desempenho mecânico.

4.4.2.1. Critério de igual tensão máxima dos suportes

Nesta secção opta-se por fixar o valor da tensão máxima no suporte, ps,máx, que traduz a sua resistência,

variando a espessura do suporte para os diferentes betões utilizados Fixando como valor de referência

a tensão do suporte BR, adoptam-se aumentos de espessura tanto maiores quanto a substituição de

AGN por ARGB. A Figura 4.23 apresenta as diferentes curvas de suporte obtidas, sendo visível um

aumento de rigidez nas soluções com ARGB, consequência da maior espessura.

72

Figura 4. 23 - CCS e CRS’s para o critério de igual resistência.

De modo a se obter a mesma tensão máxima no suporte, psmáx, de 1,44 MPa, foi necessário adoptar

as espessuras para os suportes presentes na Tabela 4.23. Observa-se que para obter a mesma resis-

tência do suporte é necessário incrementos de espessura até 75%. Este valor é justificável com a re-

dução da resistência à compressão de cálculo do B100 ser cerca de 41%, resultando no valor de fps,

dependente da área da secção transversal, ter de aumentar na mesma proporção. Ainda assim, fps

depende da área da secção transversal, e como tal do quadrado da diferença entre o raio do túnel e a

espessura do suporte, explicando o aumento de espessura de 75%, em vez de 41%. Embora o módulo

de elasticidade seja inferior nas soluções com ARGB, o aumento de espessura resultou em maior rigi-

dez nessas soluções, com incrementos até 26%. Embora com vantagens do ponto de vista da rigidez,

o elevado incremento de espessura para a solução B100 poderá ser inviável do ponto de vista econó-

mico para este critério.

Tabela 4. 23 - Resultados do critério de igual resistência.

ps,max [MPa] Ks [MPa/m] ΔKs,BR [%] e [mm] ΔeBR [%]

BR

1,43

655,27 - 200 -

B20 738,63 13% 230 15%

B50 839,99 28% 270 35%

B100 827,44 26% 350 75%

4.4.2.2. Critério de igual rigidez dos suportes

Um critério de igual rigidez de suportes também permite estudar a viabilidade técnica deste tipo de solução.

Deste modo, fixa-se a rigidez do suporte BR e determina-se o acréscimo de espessura necessário para as

restantes soluções com ARGB igualarem a rigidez de referência. A Figura 4.24 apresenta as curvas subja-

centes à análise pelo método convergência-confinamento. Os valores obtidos para a espessura dos dife-

rentes suportes encontram-se na Tabela 4.24. Obtêm-se menores espessuras necessárias comparativa-

mente com o anterior critério, sendo que até uma substituição de 50% de ARGB, é necessário um acréscimo

inferior a 10%.

73

O caso de estudo é um túnel profundo circular sujeito a pressão isotrópica. Como o quociente entre a tensão

vertical e a tensão horizontal é unitário, é evidente que o túnel não está sujeito a flexão, mas sim a compres-

são pura. Deste modo, a rigidez radial depende do módulo de elasticidade e da área da secção transversal

do túnel (expressão 4.7). No caso do B100, a redução do módulo de elasticidade é de 31%. Assim, para

igualar a rigidez, o valor de fk, dependente da espessura do suporte, tem de aumentar na mesma proporção.

Ora, isso apenas acontece se a espessura aumentar 43%, pois fk depende do quadrado da diferença entre

o raio do túnel e a espessura do suporte.

Figura 4.24 - CCS e CRS’s para o critério de igual rigidez.

Tabela 4.24 - Resultados do critério de igual rigidez.

Ks [MPa/m] ps,max [MPa] ps,max [%] e [mm] ΔeBR [%]

0

3410,20

1,43 - 200 -

20 1,28 -10% 206 3%

50 1,15 -20% 215 8%

100 1,18 -17% 285 43%

Com o objectivo de comparar ambos os critérios, a Figura 4.25 apresenta a evolução da espessura

com a taxa de incorporação de ARGB para ambos os critérios. É possível observar que o dimensiona-

mento do suporte por um critério de rigidez permite poupanças de espessura até 20,4%, como se veri-

fica no Anexo O. Dois motivos explicam este resultado. Em primeiro lugar, a redução verificada no valor

de cálculo da resistência à compressão foi superior à do módulo de elasticidade. A outra razão é o

factor adimensional, fps, associado à resistência à compressão, sofrer maior variação com o aumento

da espessura comparativamente com o fk, como se verifica na Figura 4.26.

74

Figura 4.25 - Variação da espessura dos suportes com a taxa de incorporação de ARGB nos dois critérios.

Figura 4.26 – Influência da espessura na resistência e na rigidez.

As figuras 4.27 e 4.28 demonstram respectivamente a relação da espessura com a resistência à com-

pressão, e com o módulo de elasticidade.

Figura 4.27 – Relação da espessura e resistência à compressão de cálculo com a taxa de incorporação

de ARGB.

Figura 4.28 – Relação da espessura e módulo de elastici-dade com a taxa de incorporação de ARGB.

Pode-se concluir que no exemplo presente em Carranza-Torres (2000), um critério de igual rigidez

permite poupanças de material, embora forneça soluções com menor resistência. Não obstante, as

soluções B20 e B50 assumem-se como viáveis, estando associadas a acréscimos de espessura acei-

táveis, do ponto de vista de aplicação a um caso real. A solução B100 pode ser considerada como

menos atractiva do ponto de vista económico devido ao acréscimo de espessura requerida.

As análises efectuadas mostram que a incorporação de ARGB afecta as propriedades mecânicas do

betão, que podem ser compensados com aumento de espessura do suporte, sem que a estabilidade e

deformabilidade do túnel sejam significativamente afectados.

4.5. Conclusões gerais

4.5.1. Propriedades dos agregados

A análise aos agregados permitiu concluir que os ARGB apresentam maior volume de vazios e absor-

ção de água, assim como granulometria mais contínua face aos agregados naturais, consequência da

pasta de cimento aderida aos mesmos. Também se obteve maior índice de forma, consequência do

processo de trituração, assim como menor resistência à fragmentação neste tipo de agregados. Estes

resultados estão de acordo com os obtidos por outros autores.

75

4.5.2. Caracterização do betão em estado fresco

Tratando-se de um processo por via seca, o controlo da água foi efectuado pelo operador. Ainda assim,

efectuou-se o registo da quantidade de água despendida na projecção para aferir a relação a/c da

mistura. Obteve-se maior relação a/c à medida que a incorporação de ARGB aumentou, à excepção

da composição B100 que apresentou a mesma relação a/c do que o B50.

A perda de material por efeito de ricochete foi também quantificada, tratando-se de um parâmetro de

elevada importância na caracterização de um betão projectado. Como era esperado, a incorporação

de ARGB resultou na diminuição das perdas, coerente com as características deste tipo de agregado.

4.5.3. Caracterização do betão em estado endurecido

Caracterizou-se o comportamento do betão em estado endurecido recorrendo às propriedades de ade-

rência, resistência à compressão, resistência à tracção, velocidade de propagação de ultra-sons, mó-

dulo de elasticidade e resistência à abrasão.

A avaliação da aderência foi efectuada com recurso ao ensaio pull-off, não se obtendo uma correlação

evidente entre a aderência e a taxa de incorporação de ARGB. Assim sendo, pode-se afirmar que a

incorporação de ARGB não influencia a propriedade de aderência ao substrato.

Quanto à resistência à compressão, os resultados obtidos corresponderam aos esperados, com redu-

ções entre 20 e 30% na resistência à medida que se aumentou a taxa de substituição de AGN por

ARGB, obtendo-se uma correlação evidente entre ambas as variáveis. Também se observou que a

evolução da resistência ao longo de tempo difere do obtido por outros autores que analisaram betões

não projectados, consequência da resistência em idades mais jovens, como aos 7 dias, ser inferior em

betões projectados.

Em termos de resistência à tracção, observou-se uma ligeira diminuição da propriedade com a incor-

poração de ARGB, com reduções máximas de 15%. Este resultado reflecte a baixa influência dos

ARGB nesta propriedade, como experienciado em outras campanhas experimentais.

A velocidade de propagação de ultra-sons também sofreu reduções em betões com maior taxa de ARGB,

o que é consistente com a pior qualidade do betão resultante da maior porosidade destes agregados.

O módulo de elasticidade foi notoriamente afectado por parte dos ARGB, pois é uma propriedade alta-

mente dependente da deformabilidade e composição dos agregados presentes na sua constituição,

culminando em perdas até cerca de 31%.

A resistência à abrasão registou aumentos ao incorporar ARGB, o que se pode explicado com a com-

posição mais rugosa e porosa destes agregados, cuja consequência é o aumento da aderência entre

os agregados grossos e a pasta de cimento e, como tal, da resistência à abrasão.

77

5. Conclusões e desenvolvimentos futuros

5.1. Considerações finais

A indústria da construção é responsável por consideráveis impactes ambientais, nomeadamente devido

à geração de RCD e consumo de recursos naturais. É, portanto, fundamental a investigação de solu-

ções que visem a optimização dos recursos existentes e a sua sustentabilidade.

A presente dissertação é uma das primeiras a nível mundial a estudar a aplicação de agregados reci-

clados em betão projectado. As soluções de betão projectado são correntemente utilizadas em reabili-

tação, reforço e obras subterrâneas. Como tal, a incorporação de agregados reciclados pode represen-

tar uma solução viável e com impacte positivo no futuro.

A realização da presente campanha experimental permitiu avaliar o desempenho mecânico de betões

projectados por via seca, com taxas de substituição de AGN por AGRB respectivas de 0, 20, 50 e 100%.

Espera-se que este trabalho sirva como ponto de partida para outras campanhas.

5.2. Propriedades dos ARGB

A análise efectuada aos agregados permitiu concluir que os ARGB apresentam granulometria mais

contínua face aos AGN. Os AGRB apresentaram maior volume de vazios e absorção de água compa-

rativamente aos naturais, como era esperado dado a sua constituição incluir pasta de cimento aderida,

o que também explica o menor valor da massa volúmica.

Quanto ao índice de forma, os ARGB registaram valores superiores aos naturais, o que é concordante

com as formas mais alongadas resultantes do processo de trituração, embora o valor obtido seja supe-

rior ao verificado em outras campanhas experimentais. Em termos de resistência à fragmentação, re-

gistou-se maior desgaste de Los Angeles, com uma redução de 31%, consequência da pasta de ci-

mento aderida apresentar menor resistência face a material pétreo.

Os resultados obtidos para os agregados encontram-se representados na Tabela 5.1.

Tabela 5.1 - Resultados da análise dos agregados


ρa [kg/m3] 2587 2623 2708 2724 2658

ρrd [kg/m3] 2548 2574 2634 2624 2370

ρsss [kg/m3] 2564 2594 2661 2648 2478

WA24 [%] 0,59 0,71 1,02 1,65 4,55

ρb,médio[kg/m3] 1557 1544 1409 1406 1287

Índice de forma [%] - - 22,3 26,7 45

Δ LA [%] - - 25 36

5.3. Caracterização dos betões em estado fresco

O controlo da água no processo por via seca é efectuado pelo operador, dependendo da sua sensibili-

dade. Ainda assim, foi possível registar a quantidade de água utilizada em cada projecção, possibilitando

a obtenção da relação a/c de cada mistura. À excepção da composição B100, cuja relação a/c foi igual à

78

composição B50, a relação a/c aumentou em composições com maior incorporação de ARGB, o que era

necessário devido à maior capacidade de absorção de água característica desse tipo de agregado.

As perdas por ricochete são importantes na caracterização de betões projectados. A introdução de

ARGB permitiu reduzir estas perdas até cerca de 30%, o que se considera um bom resultado, conse-

quência das características dos ARGB, nomeadamente menor massa volúmica e maior rugosidade,

permitindo melhor coesão à superfície. Embora este tipo de agregado apresente maior capacidade de

absorção de água, o facto do contacto com a água se estabelecer apenas no instante da projecção,

conduz a que não seja essa a principal razão para a obtenção de menores perdas por ricochete. A

redução das perdas de material por ricochete tem como consequência menores quantidades de agre-

gados grossos perdidos, podendo reduzir assim perdas de desempenho mecânico. A Tabela 5.2 apre-

senta os principais resultados decorrentes da projecção do betão.

Tabela 5.2 - Resultados da caracterização do betão em estado fresco.

Relação a/c Perdas por ricochete [%] ΔBR [%]

BR 0,46 27,27 -

B20 0,47 21,09 22,66

B50 0,50 26,14 4,14

B100 0,50 19,11 29,92

5.4. Desempenho mecânico dos betões em estado endurecido

Em termos de desempenho mecânico, foram analisadas as propriedades de aderência, resistência à

compressão, resistência à tracção, velocidade de propagação de ultra-sons, módulo de elasticidade e

resistência à abrasão. A Tabela 5.3 disponibiliza o resumo dos resultados obtidos para as propriedades

em estado endurecido.

Em termos de aderência, não se obteve uma relação evidente entre a aderência e a introdução de ARGB

no betão, pois como é possível observar na Tabela 5.3, o valor de tensão de arrancamento para BR

revelou-se superior ao B20 e B50, mas inferior ao obtido para a composição B100. Obtiveram-se valores

médios por composição superiores a 1,0 MPa, enquadram-se na categoria de betões bem compactados

e com superfícies correctamente tratadas.

Quanto à avaliação da resistência à compressão, registou-se redução desta propriedade à medida que a

taxa de substituição de AGN por AGRB aumentou, correspondendo à situação esperada, com reduções

máximas obtidas entre 20 e 30%, verificando-se em todas as idades analisadas. Este resultado está de

acordo com autores que analisaram betões correntes, com reduções máximas nesse intervalo de valores.

Ainda assim, registaram-se valores de resistência aos 7 dias inferiores ao comparar com betões não

projectados, o que reforça a ideia que o endurecimento é mais lento neste tipo de solução.

Na resistência à tracção, a incorporação de AGRB não teve influência significativa, registando-se perdas

máximas de 15%, claramente inferiores à resistência à compressão. A reduzida influência dos ARGB

nesta propriedade também é referida por outros autores, sendo explicável com o facto da introdução dos

ARGB permitir melhorar a ligação à pasta de cimento, devido à forma destes agregados, assim como da

79

maior capacidade de absorção de água. O motivo subjacente à menor influência dos ARGB nesta propri-

edade, face à resistência à compressão, deve-se ao pior comportamento à tracção por parte da pasta de

cimento. O modo de rotura nesta propriedade tende a não ocorrer no agregado reciclado, mas sim a partir

da pasta, mais especificamente na interface entre a pasta de cimento e o agregado, a ITZ. A variação da

propriedade de resistência à tracção com resistência à compressão foi determinada, obtendo-se uma

excelente correlação, com R2 superior a 0,97.

Tabela 5. 3 - Resultados das propriedades em estado endurecido.

BR B20 B50 B100 R2

Aderência pull-off [MPa] 1,11 0,8 1,11 1,14

0,52 -2,91% -0,15% +2,45

Resistência à com-pressão [MPa]

7 dias 18,27 17,72 15,99 14,09

0,99 -3,01% -12,48% -22,88%

28 dias 37,18 33,83 30,35 27,25

0,95 -9,01% -18,37% -26,71%

56 dias 43,24 36,58 35,77 31,91

0,82 -15,40% -17,28% -26,20%

Resistência à tracção [MPa] 3,33 3,1 3,01 2,84

0,91 -6,84% -9,61% -14,77%

Velocidade de ultra-sons [km/s] 4,82 4,79 4,54 4,48

0,87 -0,45% -5,66% -6,97%

Módulo de elasticidade [GPa] 26,14 25,41 24,34 18,08

0,92 -2,79% -6,89% -30,83%

Resistência ao desgaste [%] 8,13 7,49 7,73 7,06

0,73 -7,87% -4,92% -13,16%

Legenda:

Verde - Melhor resultado comparativamente com o BR;

Amarelo - Pior resultado comparativamente com o BR, com reduções inferiores a 10%;

Vermelho - Pior resultado comparativamente com o BR, com reduções superiores a 10%.

A velocidade de propagação de ultra-sons foi menor nos betões com maior incorporação de ARGB, o que

é consistente com a maior porosidade destes agregados, conferindo menor qualidade ao betão. A ten-

dência entre esta propriedade e a incorporação de ARGB foi assim comprovada. Note-se que as reduções

obtidas estão de acordo com autores que analisaram betões correntes, indicando que ambos os tipos de

betão sofrem influência semelhante ao substituir AGN por ARGB. Para validar este resultado, comparou-

se esta propriedade com a massa volúmica, obtendo-se uma correlação evidente com R2 de valor igual

a 0,97, provando a relação inerente entre ambas.

O módulo de elasticidade foi umas das propriedades mais afectadas ao substituir AGN por AGRB, ob-

tendo-se reduções até cerca de 31%. Este resultado é consequência da maior deformabilidade destes

agregados, e menor resistência consequente da pasta de cimento aderida, que por sua vez promove

maior degradação da capacidade de transmissão de tensões entre os diversos constituintes do betão.

80

Obteve-se reduções mais significativas face a betões correntes. A máxima dimensão do agregado adop-

tada tem influência, na medida em que menor dimensão está associada a maior porosidade, e como tal,

maior deformabilidade e menor módulo de elasticidade.

Por fim, a resistência à abrasão aumentou com a introdução de ARGB, consequência da maior rugosidade

e porosidade destes agregados, conferindo melhor ligação à pasta de cimento e assim, maior aderência ao

betão. Assim, observou-se uma tendência na melhoria desta propriedade ao incorporar este tipo de agre-

gado. Este resultado está de acordo com o obtido por parte de outras investigações, com redução na perda

da espessura entre 10 e 15%, mostrando ser uma propriedade que melhora ao incorporar ARGB.

Com base nos resultados obtidos, é possível afirmar que a incorporação de ARGB em betão projectado

por via seca resulta na diminuição das propriedades mecânicas.

5.5. Avaliação do uso de betões projectados com AGRB em túneis

Com o objectivo de estudar a viabilidade técnica de soluções de betão projectado com AGRB em túneis

profundos, recorreu-se à aplicação do método da convergência-confinamento no caso de estudo pre-

sente em Carranza-Torres (2000).

Recorreu-se a dois critérios para determinar a viabilidade das soluções para o suporte de betão projec-

tado com ARGB: critério de igual resistência; critério de igual rigidez. O primeiro critério demonstrou-se

vantajoso ao conferir maior rigidez nas soluções com AGRB. Ainda assim, a elevada espessura reque-

rida torna-se economicamente inviável. Quanto ao segundo critério, embora as soluções com ARGB

apresentem resistência inferior, permitem menor espessura em comparação com o primeiro critério,

com reduções até cerca de 20%, sendo mais viável economicamente

As análises efectuadas mostraram que a incorporação de ARGB afecta as propriedades mecânicas do

betão, que podem ser compensados com aumento de espessura do suporte, sem que a estabilidade e

deformabilidade do túnel sejam significativamente afectados.

5.6. Desenvolvimentos futuros

A elaboração desta dissertação teve como objectivo o aprofundamento do conhecimento acerca da

temática de betões projectados com agregados reciclados, e pretende servir de início para outras cam-

panhas experimentais. É evidente que existe um conjunto de tópicos fundamentais para completar o

que foi estudado nesta campanha experimental. Como tal, sugerem-se os seguintes temas:

▪ avaliação do desempenho mecânico de betões projectados por via húmida com AGRB;

▪ avaliação da durabilidade de betões projectados por via húmida com AGRB;

▪ betão projectado com incorporação de RCD;

▪ betão projectado com incorporação de AFR;

▪ betão projectado com agregados reciclados em túneis superficiais;

▪ estudo da influência de superplastificantes em betões projectados;

▪ estudo da viabilidade económica de betões projectados com ARGB em túneis;

▪ LCA de betões projectado com diferentes tipos de agregados reciclados.

81

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I

Anexos

II

Anexo A - Ficha técnica do cimento

IV

Anexo B - Fichas técnicas dos agregados naturais

Areia fina

V

Areia grossa

VI

Bago de arroz

VII

Brita 1

VIII

Anexo C - Características do betão de origem

▪ classe de resistência: C30/37;

▪ classe de exposição ambiental: XC3 (P);

▪ classe de teor de cloretos: Cl0.4;

▪ Dmáx [mm]: 14

Anexo D - Material retido e acumulado a partir da curva de Faury

Abertura dos peneiros [mm] Retido Acumulado

Retido Passado

Vi (m3/m3) (%) (%) (%)

12,5 0,000 0,00 0,00 100,00

10 0,091 13,32 13,32 86,68

8 0,087 12,74 26,05 73,95

6,3 0,091 13,28 39,33 60,67

4 0,062 9,00 48,33 51,67

2 0,084 12,25 60,58 39,42

1 0,073 10,66 71,24 28,76

0,5 0,064 9,28 80,52 19,48

0,25 0,055 8,08 88,60 11,40

0,125 0,048 7,03 95,64 4,36

0,063 0,030 4,36 100,00 0,00

Anexo E - Composições BR, B20, B50 e B100

BR

Tipo de agregado Intervalo de peneiros [mm] Material retido [%] Volume [m3/m3] Massa [kg/m3]

Agregados grossos

12,5 - 10 13,32 0,091 243,532

10 - 8 12,74 0,087 232,902

8 - 6,3 13,28 0,091 242,814

6,3 - 4 9,00 0,062 164,563

Agregados finos

4-2 12,25 0,084

710,115 2-1 10,66 0,073

1-0,5 9,28 0,064

0,5-0,25 8,08 0,055

214,430 0,25-0,125 7,03 0,048

0,125-0,063 4,36 0,030

IX

Composição final do betão de referência

Volume [m3/m3] Massa [kg/m3] Por painel [kg]

Total de agregados 0,685 1808,356 298,379

Cimento: CEM I 42,5 R 0,115 350,000 57,750

Água 0,175 175,000 28,875

Vazios 0,025 0,000 0,000

Total 1,000 2333,356 385,004

B20

Tipo de agre-gado

Intervalo de pe-neiros [mm]

Volume [m3/m3]

Massa [kg/m3]

Agregados grossos natu-

rais

12,5 - 10 0,073 193,99

10 - 8 0,069 185,52

8 - 6,3 0,072 193,42

6,3 - 4 0,049 131,07

Agregados grossos recicla-

dos de betão

12,5 - 10 0,018 47,86

10 - 8 0,017 45,77

8 - 6,3 0,018 47,72

6,3 - 4 0,012 32,34

Agregados fi-nos

4 - 2 0,084 218,82

2 - 1 0,073 190,50

1 - 0,5 0,063 165,84

0,5 - 0,25 0,055 144,37

0,25 - 0,125 0,048 125,68

0,125 - 0,063 0,029 76,64

X

B50

Tipo de agre-gado


Volume [m3/m3]

Massa [kg/m3]


rais

12,5 - 10 0,045 120,71

10 - 8 0,043 115,44

8 - 6,3 0,045 120,35

6,3 - 4 0,031 81,56

Agregados grossos recicla-

dos de betão

12,5 - 10 0,045 119,13

10 - 8 0,043 113,93

8 - 6,3 0,045 118,77

6,3 - 4 0,031 80,49

Agregados finos

4 - 2 0,083 217,86

2 - 1 0,072 189,66

1 - 0,5 0,063 165,11

0,5 - 0,25 0,055 143,73

0,25 - 0,125 0,048 125,13

0,125 - 0,063 0,029 74,98

B100

Tipo de agre-gado


Volume [m3/m3]

Massa [kg/m3]


rais

12,5 - 10 0,000 0,00

10 - 8 0,000 0,00

8 - 6,3 0,000 0,00

6,3 - 4 0,000 0,00

Agregados grossos reci-clados de be-

tão

12,5 - 10 0,090 213,26

10 - 8 0,086 203,95

8 - 6,3 0,090 212,63

6,3 - 4 0,061 144,09

Agregados fi-nos

4 - 2 0,083 216,90

2 - 1 0,072 188,82

1 - 0,5 0,063 164,38

0,5 - 0,25 0,055 143,10

0,25 - 0,125 0,048 124,58

0,125 - 0,063 0,028 73,32

XI

Anexo F - Análise granulométrica dos agregados

Agregados finos naturais:

Areia fina Areia grossa

Peneiro [mm] Valor passado acumulado médio [%] Desvio-pa-drão [%]

Valor passado acumu-lado médio [%]

Desvio-pa-drão [%]

20 100,00 0,00 100,00 0,00 16 100,00 0,00 100,00 0,00 14 100,00 0,00 100,00 0,00

12,5 100,00 0,00 100,00 0,00 10 100,00 0,00 100,00 0,00 8 100,00 0,00 99,87 0,04

6,3 100,00 0,00 99,28 0,08 4 100,00 0,00 97,23 0,24 2 99,90 0,08 84,89 0,47 1 98,73 0,24 55,09 1,01

0,5 76,53 0,39 24,55 0,16 0,25 23,83 0,53 7,19 0,16

0,125 1,77 0,26 1,22 0,27 0,063 0,10 0,00 0,07 0,01

0 0,00 0,00 0,00 0,00

Dmáx [mm] 1 4

dmin [mm] 0.125 0,125

Módulo de finura 3,99 5,31

Agregados grossos naturais e reciclados de betão:

Bago de arroz Brita 1 ARB

Peneiro [mm]


Desvio-pa-drão [%]


Desvio-pa-drão [%]


Desvio-pa-drão [%]

20 100,00 0 100,00 0,00 100,00 0,00 16 100,00 0 99,96 0,06 95,46 1,36 14 100,00 0 90,47 0,66 89,91 2,09

12,5 100,00 0 78,87 1,41 84,94 1,63 10 100,00 0 61,12 1,19 80,19 2,89 8 99,86 1,55 39,43 1,50 69,48 4,26

6,3 98,23 1,42 19,05 1,21 59,74 4,52 4 11,87 1,21 1,20 1,21 50,67 4,73 2 2,78 0,4 0,47 0,48 38,12 5,08 1 1,14 0,52 0,19 0,19 26,28 4,31

0,5 0,5 0,12 0,14 0,14 16,48 2,97 0,25 0,22 0,1 0,11 0,11 9,89 1,79

0,125 0,04 0 0,07 0,07 5,02 0,85 0,063 0 0 0,03 0,03 2,29 0,35

0 0 0 0,00 0,00 0,61 0,11

Dmáx [mm] 6.3 14 16

dmin [mm] 2 4 0.063

Módulo de finura

7,85 10,09 7,71

XII

Anexo G - Massa volúmica e absorção de água

Areia fina Areia grossa Bago de arroz

Amostra 1 Amostra 2 Amostra 3 Amostra 1 Amostra 2 Amostra 3 Amostra 1 Amostra 2 Amostra 3

ρa [kg/m3] 2579 2598 2584 2615 2635 2618 2711 2707 2706

ρrd [kg/m3] 2560 2532 2552 2562 2581 2578 2635 2638 2630

ρsss [kg/m3] 2569 2560 2563 2578 2599 2596 2665 2663 2656

WA24 [%] 0,4% 1,1% 0,4% 0,6% 0,7% 0,7% 1,1% 0,9% 1,0%

Brita 1 ARGB 4-12,5

Amostra

1 Amostra 2 Amostra 3 Amostra 1 Amostra 2 Amostra 3

ρa [kg/m3] 2721 2726 2724 2654 2661 2658

ρrd [kg/m3] 2595 2610 2609 2365 2374 2370

ρsss [kg/m3] 2650 2648 2645 2471 2481 2481

WA24 [%] 2,1% 1,5% 1,4% 4,5% 4,5% 4,7%

▪ ρa - massa volúmica impermeável;

▪ ρrd - massa volúmica das partículas secas em estufa;

▪ ρsss - massa volúmica das partículas saturadas e com superfície seca;

▪ WA24 - absorção de água, às 24 horas.

Anexo F - Absorção de água nos 30 minutos iniciais, face à absorção às

24 h

Anexo G - Desgaste de Los Angeles

m [g] N.º esferas m1.6 [g] m1.6,medio [g] m1 [g] Δ LA [%]

AGP 4-8 5000 8 1483

1254 3747 25% 8-12,5 5000 10 1024

AGRB 4-8 5000 8 2057

1785 3215 36% 8-12,5 5000 10 1512

86.77%

0.00%

10.00%

20.00%

30.00%

40.00%

50.00%

60.00%

70.00%

80.00%

90.00%

100.00%

0 5 10 15 20 25 30

Ab

so

rção

de

ág

ua

face à

s 2

4 h

ora

s [

%]

Tempo decorrido [min.]

XIII

▪ m1,6 - massa retida no peneiro de 1,6 mm.

Anexo H - Índice de forma

Fracção granulométrica M1i Vi [%] M1i (min. 100 partículas) [g] M2i [g] SIi [%] SI [%]

ARGB 12,5-8 425,5 22% 181,1 70,6 39%

49 8-4 1500,5 78% 51,1 26,4 52%

Fracção granulométrica M1i Vi [%] M2i [g] SIi [%] SI [%]

Bago de arroz

8-6,3 63,4 20% 12,4 20% 22,3

6,3-4 248,6 80% 57,3 23%

Fracção granulométrica M1i Vi [%] M1i (min. 100 partículas) [g] M2i [g] SIi [%] SI [%]

Brita 1 12,5-8 547,9 41% 202,9 44,8 22%

26,7% 8-4 800,3 59% 121,3 36,3 30%

Anexo I - Aderência pull-off

Provete Ft [kN] σt [MPa] Cenário de arrancamento Ft,médio [kN] σt,médio [MPa]

BR

1 0,50 0,26 cola epóxida

2,18 1,11


3 2,19 1,12 interface dos betões



B20


2,11 1,08





B50


2,17 1,11





B100


2,23 1,14





XIV

Anexo J - Resistência à compressão

7 dias

Provete h [mm] Massa [g] Fmáx [kN] fcm,carote [MPa] fcm,cubo [MPa]

BR

1 80 1298.10 138,65 19,16 16,32

2 75 1229.06 157,55 21,77 18,54

3 80 1349.11 169,60 23,43 19,96

B20

1 80 1306.70 180,16 22,6 19,25

2 80 1275.21 171,25 21,47 18,29

3 70 1105.20 155,52 19,5 15,62

B50

1 85 1349.55 161,48 22,31 19,51

2 70 1143.21 158,75 21,93 17,57

3 70 1194,00 98,45 13,6 10,89

B100

1 75 1220.10 117,3 16,21 14,10

2 85 1298.23 112,21 15,5 13,56

3 90 1454.04 118,1 16,32 14,62

28 dias


BR

1 84 1384,20 290,33 40,11 34,91

2 84 1377,50 283,24 39,13 34,05

3 80 1461,85 316,17 43,68 39,14

4 75 1191,80 354,08 48,92 40,47

5 84 1376,70 310,48 42,89 37,33

B20

1 75 1195,8 303,89 41,98 34,73

2 80 1231,6 266,15 36,77 31,32

3 84 1393,6 323,43 44,68 38,89

4 84 1340,95 280,90 38,81 33,77

5 80 1251,8 258,67 35,74 30,44

B50

1 84 1376,65 250,32 34,58 34,73

2 70 1132,3 309,28 42,73 31,32

3 75 1256,5 293,80 40,59 38,89

4 70 1106,23 258,15 35,66 33,77

5 75 1208,78 221,15 30,55 30,44

B100

1 80 1287,45 263,15 36,36 30,97

2 80 1326,95 238,77 32,99 28,10

3 75 1200,85 213,12 29,44 24,36

4 90 1422,85 219,87 30,38 27,22

5 85 1372,45 212,00 29,29 25,62

XV

56 dias


BR

1 90 1514,5 359,37 49,65 44,49

2 70 1153,77 371,44 51,32 41,10

3 75 1243,75 385,98 53,33 44,12

B20

1 75 1260,6 295,42 40,81 33,77

2 70 1160,78 345,36 47,71 38,22

3 70 1162,49 341,18 47,14 37,76

B50

1 70 1163,4 279,64 38,63 30,95

2 70 1158,55 341,18 47,14 37,76

3 75 1243,75 337,69 46,65 38,60

B100

1 70 1220.10 298,72 41,27 33,06

2 80 1298.23 299,05 41,32 35,19

3 80 1454.04 233,37 32,24 27,46

Anexo K - Resistência à tracção por compressão diametral

Provete h [mm] Massa [g] Fmáx [kN] fct [kN]

BR

1 70 1148,75 36,44 3,38

2 70 1150,76 39,99 3,71

3 70 1145,75 31,17 2,89

B20

1 70 1136,50 33,55 3,11

2 70 1145,20 34,70 3,22

3 70 1140,60 31,98 2,97

B50

1 70 1133,50 30,80 2,86

2 70 1139,20 26,81 2,49

3 70 1140,20 39,66 3,68

B100

1 75 1218,00 33,88 2,86

2 75 1213,20 32,11 2,78

3 80 1283,65 34,47 2,87

4 80 1284,10 39,71 3,22

XVI

Anexo L - Velocidade de propagação de ultra-sons

Provete Massa (g) d [mm] t [μs] vus [kms-1] ρ [g/cm3] Ed [GPa]

BR

1 1384,20 85 16,93 5,02 2,25 51,03

2 1377,50 85 17,82 4,77 2,24 45,85

3 1461,85 90 19,20

4,69 2,24 44,38

4 1191,80 75 15,10 4,97 2,20 48,74

5 1376,70 85 18,33 4,64 2,24 43,30

B20

1 1195,8 75 15,31 4,90 2,20 47,59

2 1231,6 80 16,43 4,87 2,13 45,40

3 1399,5 84 17,90 4,69 2,30 45,62

4 1293,6 84 17,44 4,82 2,13 44,43

5 1340,95 84 17,84 4,71 2,21 44,02

6 1251,8 80 16,74 4,78 2,16 44,45

B50

1 1376,65 84 18,70 4,49 2,26 41,12

2 1132,3 70 15,90 4,40 2,23 38,98

3 1256,5 75 15,97 4,70 2,31 45,92

4 1106,23 70 15,40 4,55 2,18 40,60

5 1186,85 75 16,37 4,58 2,19 41,31

B100

1 1287,45 80 17,62 4,54 2,22 41,25

2 1326,95 80 17,95 4,46 2,29 40,96

3 1200,85 75 16,90 4,44 2,21 39,21

4 1288,15 80 18,56 4,31 2,22 37,18

5 1422,85 90 19,84 4,54 2,18 40,45

6 1372,45 85 18,47 4,60 2,23 42,54

XVII

Anexo M - Módulo de elasticidade

Provete h [mm] F30% [kN] δ30% [mm] Eci [GPa]

BR 1 80 74,78 0,0329 25,12

2 80 74,19 0,0302 27,15


B20

1 75 74,94 0,0321 24,19

2 75 73,19 0,0293 25,88

3 75 75,95 0,0301 26,15


B50

1 75 65,65 0,0290 23,46

2 80 75,24 0,0310 26,83

3 80 66,41 0,0323 22,72


B100 1 80 59,87 0,0337 19,64

2 84 54,33 0,0382 16,51

Anexo N – Resistência à abrasão

BR

Provete 1 Provete 2 Provete 3

Li [mm]

Lf [mm]

ΔL [mm]

ΔL [%]

Li [mm]

Lf [mm] ΔL

[mm] ΔL [%]

Li [mm]

Lf [mm] ΔL

[mm] ΔL [%]

Ponto 1 60,46 56,56 3,90 6,45% 63,94 58,5348 5,4052 8,45% 64,81 59,0285 5,7815 8,92%

Ponto 2 60,80 56,97 3,83 6,30% 64,32 58,5617 5,75832 8,95% 65,20 58,9596 6,2404 9,57%

Ponto 3 60,97 56,69 4,28 7,02% 64,33 58,2589 6,07112 9,44% 65,17 58,6511 6,5189 10,00%

Ponto 4 60,53 56,35 4,18 6,91% 63,546 58,0771 5,46888 8,61% 64,30 58,5089 5,7911 9,01%

Ponto 5 60,95 56,44 4,51 7,40% 63,743 58,0923 5,65072 8,86% 64,94 58,8004 6,1396 9,45%

Ponto 6 61,14 56,7 4,44 7,26% 63,723 57,7703 5,9527 9,34% 64,83 58,229 6,601 10,18%

Ponto 7 60,59 56,23 4,36 7,20% 62,879 58,6226 4,2564 6,77% 63,86 59,648 4,212 6,60%

Ponto 8 60,82 56,33 4,49 7,38% 62,402 58,0142 4,3878 7,03% 63,08 58,736 4,344 6,89%

Ponto 9 61,29 56,65 4,64 7,57% 63,25 57,7115 5,53852 8,76% 64,09 58,1664 5,9236 9,24%

Média 4,29 7,05% Média 5,39 8,47% Média 5,73 8,87%

XVIII

B20


Li [mm]

Lf [mm]

ΔL [mm]

ΔL [%]

Li [mm]

Lf [mm]

ΔL [mm] ΔL [%]

Li [mm]

Lf [mm]

ΔL [mm]

ΔL [%]

Ponto 1 64,17 59,00 5,171 8,06% 63,76 58,94 4,82 7,56% 65,28 61,43 3,846 5,89%

Ponto 2 64,05 58,87 5,1816 8,09% 63,32 58,70 4,62 7,30% 65,79 61,21 4,58 6,96%

Ponto 3 64,18 58,59 5,58 8,70% 63,54 58,48 5,06 7,96% 66,14 61,23 4,91 7,42%

Ponto 4 64,00 58,77 5,2342 8,18% 63,81 59,27 4,54 7,11% 65,62 60,49 5,13 7,81%

Ponto 5 63,88 58,51 5,3744 8,41% 63,12 59,16 3,96 6,27% 65,68 60,57 5,11 7,78%

Ponto 6 63,98 58,23 5,746 8,98% 62,58 58,26 4,32 6,90% 66,29 60,47 5,818 8,78%

Ponto 7 63,67 59,65 4,022 6,32% 63,36 60,02 3,34 5,27% 65,42 60,17 5,252 8,03%

Ponto 8 63,47 58,74 4,74 7,46% 62,48 59,48 3,00 4,80% 65,58 60,25 5,328 8,12%

Ponto 9 63,52 58,17 5,3536 8,43% 62,59 58,03 4,56 7,29% 65,99 60,54 5,45 8,26%


B50


Li [mm]

Lf [mm]

ΔL [mm]

ΔL [%]

Li [mm]

Lf [mm]

ΔL [mm] ΔL [%]

Li [mm]

Lf [mm]

ΔL [mm]

ΔL [%]

Ponto 1 65,83 61,29 4,54 6,89% 64,31 59,02 5,29 8,22% 64,72 60,22 4,51 6,97%

Ponto 2 66,01 61,19 4,82 7,31% 64,30 58,93 5,37 8,35% 64,92 60,04 4,88 7,52%

Ponto 3 66,69 61,25 5,44 8,16% 64,39 58,63 5,76 8,94% 65,16 59,91 5,25 8,05%

Ponto 4 65,85 60,84 5,01 7,61% 64,06 58,60 5,47 8,53% 64,81 59,63 5,18 7,99%

Ponto 5 65,46 60,78 4,68 7,15% 64,14 58,84 5,30 8,27% 64,78 59,54 5,24 8,09%

Ponto 6 65,97 60,57 5,40 8,18% 63,84 58,23 5,61 8,78% 65,25 59,46 5,79 8,87%

Ponto 7 65,08 61,18 3,91 6,00% 63,64 59,68 3,96 6,22% 64,63 59,94 4,70 7,27%

Ponto 8 65,22 61,24 3,99 6,11% 63,38 58,81 4,57 7,21% 64,63 59,57 5,06 7,83%

Ponto 9 65,62 60,67 4,95 7,54% 63,43 58,15 5,28 8,32% 64,88 59,47 5,41 8,34%


B100 Provete 1 Provete 2 Provete 3

Li [mm]

Lf [mm]

ΔL [mm]

ΔL [%]

Li [mm]

Lf [mm]

ΔL [mm] ΔL [%]

Li [mm]

Lf [mm]

ΔL [mm]

ΔL [%]

Ponto 1 66,12 61,37 4,75 7,18% 63,72 60,74 2,98 4,68% 65,16 61,12 4,04 6,20%

Ponto 2 66,22 61,31 4,91 7,41% 64,50 60,32 4,18 6,48% 65,53 60,91 4,62 7,05%

Ponto 3 66,98 61,43 5,55 8,29% 64,58 59,92 4,66 7,22% 66,02 60,83 5,19 7,87%

Ponto 4 66,12 60,89 5,23 7,91% 63,86 60,48 3,38 5,29% 65,22 60,73 4,49 6,88%

Ponto 5 65,88 60,97 4,91 7,45% 64,38 60,30 4,08 6,34% 64,83 60,50 4,33 6,68%

Ponto 6 66,16 60,87 5,29 8,00% 65,48 59,80 5,68 8,67% 65,68 60,12 5,56 8,47%

Ponto 7 65,23 61,57 3,66 5,61% 64,71 60,17 4,54 7,02% 64,87 60,59 4,28 6,59%

Ponto 8 65,33 61,65 3,68 5,63% 64,95 60,17 4,78 7,36% 65,06 60,61 4,45 6,84%

Ponto 9 65,68 60,94 4,74 7,22% 65,46 59,98 5,48 8,37% 65,53 60,27 5,26 8,02%


XIX

Anexo O - Variação da espessura das soluções para cada critério

%ARGB ecritério1 [mm] ecritério2 [mm] Δecritério 1 [%]

0 200 200 -

20 230 206 -10,43%

50 270 215 -20,37%

100 350 285 -18,57%

▪ ecritério1 - espessura obtida para o critério de igual resistência dos suportes

▪ ecritério2 - espessura obtida para o critério de igual rigidez dos suportes.

Anexo P - Relação entre o módulo de elasticidade secante e o módulo de

elasticidade dinâmico

%AGRB Ed [GPa] Ecm [GPa]

0 47,34 26,14

20 47,10 25,41

50 41,74 24,34

100 40,33 18,08

▪ Ecm - módulo de elasticidade secante médio [GPa];

▪ Ed - módulo de elasticidade dinâmico [GPa].

Anexo Q – Variação do módulo de elasticidade secante e do módulo de

elasticidade dinâmico com a incorporação de ARGB

y = 0,8332x - 13,279R² = 0,67

15.00

17.00

19.00

21.00

23.00

25.00

27.00

39.00 40.00 41.00 42.00 43.00 44.00 45.00 46.00 47.00 48.00

Ecm

[GP

a]

Ed [GPa]

y = -0,0812x + 26,937R² = 0,92

y = -0,0775x + 47,422R² = 0,87

38.00

40.00

42.00

44.00

46.00

48.00

15.00

17.00

19.00

21.00

23.00

25.00

27.00

0 20 40 60 80 100

Ed

[GP

a]

Ecm

[G

Pa

]

%ARGB

BR

B50

B100

B20

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